Entwurf 002:Wirtschaftliches Spanen - Massivumformung · 2014. 3. 12. · „Wirtschaftliches Spanen“ umfasst mehr als die Betrachtung von Kosten und Zeiten; gleichwohl sind Kosten-

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„In den Lücken liegen die Potenziale“

ist ein Leitsatz, der leicht gesagt, aber

nicht leicht in die Praxis umzusetzen ist.

Er bedeutet nämlich für ein produzie-

rendes Unternehmen, dass eingefahre-

ne Grenzen zwischen Unternehmen

oder Unternehmensteilen, zwischen

Betrieben oder Abteilungen in Frage ge-

stellt und gewohnte technologische

Verfahren und Zuständigkeiten kritisch

überdacht werden. Das eben ist nicht

immer einfach. Aber es ist notwendig,

denn die moderne Industriewelt ist

hochgradig arbeitsteilig organisiert. Jede

Schnittstelle, jede „Lücke“ birgt die Ge-

fahr von Verlusten. Es kommt folglich da-

rauf an, die Schnittstellen so zu gestal-

ten und so zu positionieren, dass ein Op-

timum an Qualität, Kosten und Zeit er-

reicht wird. In diesem Sinne ist es weit-

sichtig und verdienstvoll, dass der

Industrieverband Massivumformung e.V.

nicht allein seine Umformverfahren be-

herrscht und betrachtet, sondern auch

den Bereich der Fertigung berücksich-

tigt, der eng mit den Umformverfahren

zusammenwirken muss – die spanen-

de Fertigung. Das Spanen ist der Um-

formung vorgelagert, wenn es darum

geht, Gesenke, Formen und Werkzeu-

ge zum Schmieden, Fließpressen,

Schneiden und Einsenken herzustellen.

Das Spanen ist nachgelagert, wenn

aus Umformteilen Bauteile mit hochge-

nauen Funktionsflächen zu fertigen sind.

Die vorliegende Schrift kann und soll den

intensiven und frühzeitigen Dialog zwi-

schen dem Konstrukteur, dem Umfor-

mer und dem Spaner nicht ersetzen. Sie

kann aber diesen Dialog begründen und

einleiten und die Bedeutung der tech-

nologischen Schnittstellen zwischen

dem Umformen und Spanen erhellen:

Jedes Fertigungsverfahren hat ein Spek-

trum von Formen, Werkstoffen und

Qualitäten, die es einfacher oder schwe-

rer beherrscht. Das Wissen darüber ist

eine wichtige Basis für wirtschaftliches

Fertigen.

Diese Schrift ist aus der engen Zu-

sammenarbeit des Verfassers mit dem

Redaktionsbeirat des Industrieverband

Massivumformung e. V. entstanden.

Der Mitwirkung des Redaktionsbeirats

ist zu danken, wenn praktische Aspek-

te des Spanens besonders beachtet

werden konnten.

Hans Kurt Tönshoff

Professor emeritus für Fertigungstech-

nik und Werkzeugmaschinen der

Leibniz Universität Hannover

30823 Garbsen, im April 2010

Vorwort des Verfassers

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Die Massivumformung in Deutsch-

land hat eine führende Position in der

Welt. Sie verdankt dies der ständigen Be-

reitschaft, sich kritisch mit ihren Mög-

lichkeiten und Grenzen auseinanderzu-

setzen. Der Vergleich mit konkurrierenden

Verfahren, die ständige Überprüfung des

Leistungsspektrums und die Entwicklung

neuer und verbesserter Verfahren und

Verfahrenskombinationen sind Schlüssel

zum Erfolg. Entscheidend ist die Suche

nach Lösungen, die den Anforderungen

der Kunden entsprechen und sich nicht

allein auf den Umformprozess be-

schränken. Es gilt, die wirtschaftlich und

technisch optimalen Schnittstellen in-

nerhalb der Wertschöpfungskette zu

definieren. In den allermeisten Fällen

bedürfen ur- wie umgeformte Teile einer

weiteren Bearbeitung, um als funktiona-

le Komponente in größeren Modulen oder

Systemen ihre meist tragende Rolle zu

spielen. Gleichzeitig ist die Massivum-

formung selbst ein werkzeuggebundenes

Verfahren. Die im Umformprozess be-

nötigten Werkzeuge werden in aller Re-

gel durch leistungsfähige Zerspanungs-

prozesse hergestellt. Im gesamten Ver-

antwortungsbereich der Massivumfor-

mung als wesentlichem Glied der Wert-

schöpfungskette, angefangen bei der

Werkzeugentwicklung bis zur optimalen

Weiterverarbeitung und Funktion, spielt

die Wechselwirkung zwischen Zerspa-

nungsprozess und Bauteilgestaltung

eine entscheidende Rolle. In einem so

wichtigen Feld ist die Aktualität der Da-

ten und Fakten von entscheidender Be-

deutung. Die vorliegende Schrift stellt den

neuesten Stand der Zerspanungstech-

nik dar. Sie gibt dem Konstrukteur eben-

so wie dem Prozessverantwortlichen

wertvolle Hinweise für den wirtschaftlich

und technisch erfolgreichen Einsatz der

spanenden Bearbeitung.

Der vorliegende Band setzt die er-

folgreiche EXTRA-Info-Reihe fort. Wir

freuen uns, damit den an der Produkt-

und Prozessentwicklung Beteiligten eine

praktische und wissenschaftlich fun-

dierte Handreichung geben zu können.

Der größte Dank an den Autor ist eine

vielfache aktive Nutzung dieser Schrift.

Dipl.-Ing. Hans Ulrich Volz

Vorsitzender des Ausschusses Öffentlich -

keitsarbeit/Technische Information des

Industrieverband Massivumformung e. V.

58093 Hagen, im April 2010

Vorwort des Herausgebers

Massivumformteile

Herausgeber:

Infostelle Industrieverband Massivumformung e. V.

Telefon: +49 2331 958830

Telefax: +49 2331 958730

Goldene Pforte 1

58093 Hagen, Deutschland

Internet: www.metalform.de

E-Mail: [email protected]

wirtschaftlich spanen

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1. Was heißt wirtschaftlich Spanen?

1.1. Planung

1.2. Kriterien

1.3. Einflüsse auf die Zerspanbarkeit

1.4. Ansätze zur Rationalisierung

2. Grundlagen

2.1. Einteilung der spanenden Verfahren, Schneidkeil, Bewegungen

2.2. Spanbildung

2.3. Energieumsetzung und Kraftbedarf

2.4. Oberflächeneigenschaften

2.5. Werkzeugverschleiß

2.6. Schneidstoffe

2.7. Werkstoffeinfluss auf den Verschleiß

2.8. Spanformung

2.9. Kühlschmierung

2.10. NE-Metalle

3. Drehen

3.1. Verfahrensarten, Kenngrößen, Maschinen

3.2. Werkzeuge zum Drehen

3.3. Kräfte und Leistung beim Drehen

3.4. Werkzeugführung

3.5. Hochgeschwindigkeitsdrehen (HSC)

3.6. Hartdrehen

3.7. Werkzeugüberwachung

3.8. NE-Metalle

3.9. Drehprobleme und Praxistipps

4. Bohren

4.1. Verfahrensarten, Spanbildung

4.2. Werkzeuge

4.3. Werkzeughalter für rotierende Bohrwerkzeuge

4.4. Kräfte, Momente und Leistungen

4.5. Hartbohren

4.6. Tieflochbohren

4.7. Gewindebohren

4.8. Reiben

4.9. NE-Metalle

4.10. Bohrprobleme und Praxistipps

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Inhalt

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5. Räumen

5.1. Verfahrensgrundlagen

5.2. Räumprobleme, Praxistipps

6. Fräsen

6.1. Verfahren, Fräsvorgang

6.2. Werkzeuge

6.3. Werkzeugführung, Fräsbahnen

6.4. Gratbildung

6.5. Hochleistungsfräsen, Hochgeschwindigkeitsfräsen

6.6. Werkzeug- und Formenbau

6.7. NE-Metalle

6.8. Fräsprobleme, Praxistipps

7. Schleifen

7.1. Grundlagen des Verfahrens

7.2. Schleifwerkzeuge

7.3. Oberflächengüte

7.4. Randzonenbeeinflussung

7.5. Abrichten von Schleifscheiben

7.6. Schleifkosten

7.7. Wälzschleifen

7.8. Bearbeitungsbeispiel Kurbelwelle

7.9. Schleifprobleme, Praxistipps

8. Literatur

Literatur

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Formeln und Gleichungen dieser Schrift werden so weit wie möglich als Größengleichungen angeschrieben, die die physikalischen Größen miteinan-der verknüpfen. Der Nutzer muss mit einer Dimensionsprüfung die zutreffende Maßeinheit ermitteln, z. B. vc = π×d×n; vc [m/min], d[mm], n[min-1] er-fordert Division durch 1 000, um mm in m umzurechnen. Nicht dimensionsrichtige, empirische Formeln müssen als Zahlenwertgleichung dargestelltwerden. Die benutzten Maßeinheiten werden jeweils angegeben. Sie sind vom Nutzer entsprechend zu verwenden: z. B. die Taylor-Gleichung vc = C×T1/k, T ist in Minuten einzusetzen, wie im Text angegeben.

1. Was heißt wirtschaftlich spanen?

Rohteil

Werkstoff, BehandlungGestalt, Formelemente

ToleranzenBearbeitungszugabe

Fertigteil

Gestalt, FormelementeMaß-, Form-,

LagetoleranzenOberflächeneigenschaften

dispositorische Daten

JahresstückzahlLosgröße

Teilefamilien/VariantenWiederholung

Kantenrundungen

Aushebeschrägen

Hohlkehlen Bodendicken Bearbeitungszugaben

Teilungsebene

Bauteilgeometrie Schmiedeteilgeometrie

1.1 Planung

Bild 1.1: Eingangsgrößen der Planung.

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Für die Planung einer Bearbeitungsauf -

gabe – so auch zur Planung einer spa-

nenden Bearbeitung – müssen generell

technologische und dispositorische Ein-

gangsinformationen berücksichtigt wer-

den (Bild 1.1).

Zu den technologischen Informationen

gehören die Angaben über das Werk-

stück. Das Rohteil geht mit seinen geo-

metrischen und stofflichen Eigen schaften

in die Planung ein. Rohteildaten eines

umgeformten Teils lassen sich nicht

ohne weiteres aus dem Fertigteil, d. h.

dem spanend bearbeiteten Teil, ableiten;

vielmehr müssen die erforderlichen In-

formationen zwischen dem Umformer

und Spaner abgestimmt werden. In der

Literatur sind Angaben zur Gestaltung

von Schmiedeteilen zu finden [AWIS89,

IDS 95]. Von Interesse sind dabei neben

geometrischen Solldaten, die die Größe

und Form des Umformteils beschreiben,

die möglichen Maß-, Form- und Lage-

abweichungen sowie die Oberflächen-

ausprägung des Rohteils, weil diese Ab-

weichungen sowohl bei der NC-Pro-

grammierung als geometrische Vorhal-

te als auch bei der Festlegung der

technologischen Bearbeitungsvorga-

ben berücksichtigt werden müssen

[DIN EN 10243 Teil 1 und 2].

Der Werkstoff, seine Zusammenset-

zung und sein Behandlungszustand

bestimmen die für die spanende Bear-

beitung anzusetzenden Schneidstoffe,

die Schnittwerte und weitere Eingangs -

bedingungen der Bearbeitung. Die geo-

metrische Beschreibung des Fertigteils

oder seiner Zwischenzustände, wie sie

in der zu planenden Bearbeitungsstufe

erreicht werden sollen, werden nach

Form und Größe vorgegeben. Dabei

spielt für die Wahl der notwendigen Auf-

spannungen die Zugänglichkeit des

Werkstücks bei der Bearbeitung eine

wesentliche Rolle. Für die einzusetzen-

den Verfahren, Maschinen und Werk-

9

zeuge der spanenden Bearbeitung wer-

den Informationen über die geome -

trischen Toleranzvorgaben des Fertigteils

benötigt.

Zu den dispositorischen Informationen

gehört das Mengengerüst, mit dem ein

Werkstück in der absehbaren Pla-

nungsphase gefertigt wird. Das sind die

Gesamtstückzahl, mit der geplant wird,

und die vorgesehenen Losgrößen, die

voraussichtlich marktgängig sind oder

nach interner Losgrößenoptimierung

festgelegt werden. Die Möglichkeit von

Teilefamilienbildungen, die zur Rationa -

lisierung beitragen können, und die Va-

rianten, in denen Werkstücke gefertigt

werden, sowie die Wiederholhäufigkei-

ten dieser Varianten sollten bekannt

sein und berücksichtigt werden; denn sie

bergen interessante Rationalisierungs-

potenziale.

Mit den vorgenannten Eingangsin-

formationen kann dann eine wirtschaft-

liche Bearbeitung geplant werden (Tafel

1.1). Damit werden die Technologie, die

einzusetzenden Maschinen, Werkzeuge

und Vorrichtungen sowie die Arbeits-

vorgaben festgelegt. Zur Technologie ge-

hört die Wahl der einzusetzenden Fer-

tigungsverfahren, die unmittelbar von

den herzustellenden Formelementen,

der Genauigkeit, mit der diese gefertigt

werden müssen, von den Werkstoffei-

genschaften und nicht zuletzt von der

Verfügbarkeit im Betrieb abhängen. In

dieser Phase der Planung wird auch

festgelegt, in welchen Aufspannun-

gen ein Werkstück gefertigt wird, die

wieder wesentlich von der Zugänglich-

keit und den Formelementen des Tei-

les bestimmt werden.

Im nächsten Planungsschritt werden

die Maschinen, Spannmittel und

Werkzeuge ermittelt, die die relevanten

Fertigungsverfahren anwenden kön-

nen. Dabei ist auch die Frage zu be-

antworten, ob eher mit einfachen nur

über ein begrenztes Verfahrenspotenzial

verfügenden Maschinen und dafür auf

einer größeren Zahl von Einzelmaschi-

nen gearbeitet wird, oder ob Maschinen

für eine möglichst komplette Bearbei-

tung gewählt werden. Die Spannmittel

werden den Maschinen und den Werk-

stücken entsprechend ausgewählt.

Dann können im nächsten Pla-

nungsschritt die Arbeitsstufen bzw. Ar-

beitsschritte und die Maschineneinstel-

lungen gewählt werden. Diese Infor-

mationen gehen schließlich in die Teile-

programmierung ein, also die Erstellung

eines NC-Programms für jeden Ar-

beitsvorgang. Schließlich werden die

Mess- und Prüfmittel festgelegt.

1.2 Kriterien„Wirtschaftliches Spanen“ umfasst

mehr als die Betrachtung von Kosten und

Zeiten; gleichwohl sind Kosten- und

Zeitrechnungen geeignet, die Wirt-

schaftlichkeit eines Verfahrens oder einer

Bearbeitungstechnologie zahlenmäßig

zu beschreiben. Fertigen zu geringen

Kosten und in kurzen Zeiten sind wich-

tige Kriterien der Produktionstech nik.

Von Interesse im Zusammenhang mit der

Untersuchung eines oder mehrerer Fer-

tigungsverfahren sind die Herstellkosten

KH und die Fertigungskosten KF, denn die

Herstellkosten setzen sich zusammen

aus den Fertigungskosten und den Ma-

terialkosten Kmat.

Für die spanende Bearbeitung von

umgeformten Teilen zählen auch die

Kosten für die Vorbearbeitung, also

auch die Kosten für die Umformung zu

den Materialkosten Kmat. Außerdem ist

bei den Materialkosten zu berücksich-

tigen, dass der Schrottpreis für Späne

(bei Stahl ca. 15 %) unter dem für das

Rohmaterial aufgewandten Schrottzu-

schlag liegt. Da Schrottzuschläge meist

auf Liefergewichte der Fertigteile ge-

rechnet werden, kommt es durch die

Zerspanung zu Negativerlösen. Diese

müssen eingerechnet werden.

Bei den Materialkosten Diffe-renz von Material- und Schrott-preisen beachten.

Dass für Serienteile die spanende

Bearbeitung einen wesentlichen Anteil

an den Herstellkosten hat, zeigt Bild 1.2.

Für drei typische Bauteile aus dem

Fahr- und Triebwerk eines Personen-

wagens sind die Material- und die Um-

formkosten sowie die Kosten für die

spanende Bearbeitung, hier als me-

chanische Bearbeitung bezeichnet, auf-

geführt. Die spanende Bearbeitung

weist in diesen speziellen Beispielen

42 % bis 67 % der gesamten Herstell-

kosten aus. Allerdings hängen die zum

Einsatz kommenden Technologien und,

wie Gleichung (1.2) zeigt (Losgröße L im

Nenner), auch die Herstellkosten ent-

scheidend von den Stückzahlen ab, in

denen gefertigt wird. So berichtet ein Se-

rienhersteller für seine mechanische

Bearbeitung von Bremsmontage-Flan-

schen, die in Jahresstückzahlen von ca.

130.000 mit einem hohen Automatisie-

rungsgrad gefertigt werden, von Her-

stellkostenanteilen von nur 30 %.

Für die Bestimmung der Herstellkos-

ten KH wird die nachstehende Formel

(1.2) angesetzt, die den Vorteil hat, den

Haupteinfluss auf die Fertigungskosten,

nämlich die Losgröße oder die Stück-

zahl, zu berücksichtigen, und die die Ab-

Tafel 1.1: In der Arbeitsplanung festzulegendeDaten.

• die Fertigungsverfahren

• die Werkzeugmaschinen oder

Maschinengruppen

• die Aufspannungen

• die zu bearbeitenden

Formelemente

• die einzusetzenden Spannmittel

• die einzusetzenden Werkzeuge

• die Einstellbedingungen der

Maschine

• die Mess- und Prüfmittel

ΚΗ = Κ mat + ΚF (1.1)

hängigkeit einzelner Kostenarten er-

kennen lässt [TÖNS95, S. 10-13].

Die Vorbereitungskosten KVO be-

rücksichtigen den Aufwand, der zu Be-

ginn einer Fertigung eines neuen Werk-

stücks erbracht werden muss. Dazu ge-

hören Kosten für die Planung dieser Fer-

tigung, z. B. in der Arbeitsvorberei-

tung, für die Teileprogrammierung bei

NC-Fertigung, für die Konstruktion und

Herstellung werkstückspezifischer Vor-

richtungen und Messmittel. Dieser Kos-

tenanteil wird auf alle Werkstücke glei-

cher Art, die absehbar gefertigt werden,

also auf A x L bezogen.

Auftragswiederholkosten KAW fallen je-

des Mal an, wenn ein an sich bereits ge-

plantes Werkstück mit einem neuen Auf-

trag wieder in die Fertigung gegeben

wird (1.3). Hierzu gehören die Kosten für

die Erstellung der Arbeitspapiere und die

Initiierung des Auftrags, die Rüstkosten

der vorgesehenen Produk tionseinheit,

die während des Einrichtens für den Auf-

trag anfallen, sowie Rüstkosten, die

außerhalb der Produktionseinheit, z. B.

im Rahmen der Werkzeugvoreinstellung

oder beim Aufspannen von Paletten,

entstehen. Dieser Kostenanteil wird auf

alle Teile der Auftragslosgröße L ver-

rechnet.

Die Herstelleinzelkosten K HE können

direkt einem Werkstück zugeordnet

werden (1.4). Das sind die Kosten für

Material, z. B. für ein Schmiedeteil,

Lohnkosten für den Maschinenführer,

Kosten für die Belegung der Maschine,

die sich aus dem Maschinenzeitsatz er-

geben, und die Kosten für den Ver-

brauch von Werkzeugen je Zeiteinheit

KWH. Der Maschinenzeitsatz KMH zu-

züglich der Lohnkosten KLH werden

auch als Platzkosten Kpl bezeichnet.

Der Maschinenzeitsatz KMH berück-

sichtigt die Maschinen abhängigen Kos-

ten. Zu diesen zählen die kalkulatorische

Abschreibung, kalkulatorische Zinsen,

Raum-, Instandhaltungs- und Energie-

kosten. Sehr überschlägig kann für die

reinen Maschinenkosten ohne Lohn-

und Werkzeugkosten mit

18 AW/105 [Euro/h] bei einschichtigem

Betrieb gerechnet werden. Der An-

schaffungswert AW (Anschaffung plus

Nebenkosten) geht weitgehend linear

ein. Bei zweischichtigem Betrieb und

entsprechender Minderung der Ab-

schreibungsdauer verringert sich der

Zeitsatz auf 15 AW/105 [Euro/h]. Lohn-

und Lohnnebenkosten sowie Werk-

zeugkosten sind hinzuzufügen.

Pleuel Achsschenkel Getriebewelle

Ck 45 41 Cr4 20MoCr4

100 %

57 %

25 %

18 %

Fertigmasse 0,87 kg 3,87 kg 1,62 kg

Schmiedegewicht 1,24 kg 5,00 kg 2,19 kg

mechanische

Bearbeitung

Umformung

Material

42 %

30 %

28 %

67 %

11 %

22 %

Bild 1.2: Herstellkosten von Serienteilen.

Kwst [Euro/Stück] Herstellkosten je Stück

KVO [Euro] Vorbereitungskosten

KAW [Euro] Auftragswiederholkosten

KHE [Euro/Stück] Herstelleinzelkosten je Stück

KFO [Euro/Stück] Folgekosten je Stück

A [Anzahl] Anzahl der Aufträge

L [Anzahl] Losgröße (Stück je Auftrag)

Kwst = K vo/(A x L) + K AW / L + K HE + K FO (1.2)

K MH [Euro/h] Maschinenzeitsatz

K LH [Euro/h] Lohn- und Lohnne-

ben kostenzeitsatz

tr [h] Rüstzeit

KAW = (K MH + K LH) x t r (1.3)

KHE = (K MH + K WH) x t e + K mat (1.4)

10

(Stand: 2008)

Zur genaueren Ermittlung wird auf die

Literatur verwiesen [BMWi08]. Ein Pro-

gramm kann auch direkt heruntergela-

den werden: www.softwarepaket.de

/9.0/programme/stundenverrechnungs-

satz/

Maschinenstunde kostet €15je € 100.000 Anschaffung + Lohn.

Die Folgekosten KFO ergeben sich

durch Qualitätsprüfung, Ausschuss und

durch Lagerung der Werkstücke im

Zwischen- und Endlager.

Die Formel für die Werkstückkosten

(1.2) enthält zwei mit der Losgröße ge-

genläufige Kostenanteile, die Auftrags-

wiederholkosten und die Folgekosten.

Daraus kann die kostenoptimale Los-

größe nach Kurt Andler bestimmt wer-

den (p: Zinssatz für Kapital und Be-

stände je Jahr):

Das Ergebnis dieser Formel ist als

obere Grenze für die Losgröße anzu-

sehen; denn sie führt meist eher zu ho-

hen Beständen und damit zu höheren

indirekten Kosten.

Beispiel: Es sind A = 10 Aufträge in ei-

ner Planungsphase vorgesehen. Die Auf-

tragswiederholkosten betragen das

1.000-fache der Herstellkosten je Teil KAW

= 1.000 Kwst, der Jahreszinssatz beträgt

6 %. Damit ergibt sich eine optimale

Losgröße von Lopt = 577 Stück je Auftrag.

Im Zusammenhang mit der Bele-

gung einer Fertigungsanlage oder Werk-

zeugmaschine sind Zeitanteile der Be-

legung von Interesse [REFA93]. Die

Belegungszeit TB ergibt sich aus der

Summe von Zeitanteilen:

„Wirtschaftlich fertigen“ bedeutet

häufig, dass Alternativen untersucht

werden müssen. Die einfachste Me-

thode neben anderen [TÖNS95, S.12]

ist die Kostenvergleichsrechnung, in

der die Stückkosten der Alternativen

miteinander verglichen werden. Es

wird also für zwei Alternativen I und II

gefragt, welche Herstellkosten günsti-

ger sind:

Für spanende Bearbeitungen muss

im Allgemeinen die Hauptzeit berech-

net werden, wofür in den folgenden

Abschnitten zu den einzelnen Verfah-

ren die Grundlagen gelegt werden. Ge-

nerell gilt, dass bei Schruppprozessen,

wenn also ein Volumen V [cm3] von ei-

nem Ausgangsteil oder Rohteil – wie ei-

nem Schmiedeteil – abgespant werden

soll, die Hauptzeit th [min] aus dem

Zeitspanvolumen QV [cm3/min] ermit-

telt wird nach:

während sich die Hauptzeit th bei

Schlichtprozessen einer Fläche von

A [cm2] aus der Zeitspanfläche

QA [cm2/min] ergibt nach:

Für das Schruppen auf Drehma-

schinen mittlerer Leistung (Nennleistung

25 kW) kann bei Hartmetallwerkzeugen

mit QV = 500 cm3/min und für das

Schlichten mit QA = 250 cm2/min ge-

rechnet werden. Diese Werte können

sich jedoch in weiten Grenzen än-

dern.

Schruppen ≤ 500 cm3/min, Schlichten ≤ 250 cm2/min.

Für einen Verfahrensvergleich müs-

sen neben der Wirtschaftlichkeit, die

stark vom Verschleißverhalten der

Werkzeuge abhängt, weitere Kriterien

je nach Anwen dung in Rechnung ge-

stellt werden: Hohe Maß- und Form-

genauigkeit setzt im Allgemeinen ge-

ringe Kräfte und niedrige Werkstück-

temperaturen voraus. Für einen unge-

störten Verlauf von Dreh- oder Bohr-

prozessen sind günstige Spanformen

unerlässlich. Schlicht- und Feinschlicht -

prozesse sollen zu hohen Oberflä-

chengüten führen. Generell und zu-

nächst unabhängig von einer speziel-

len Bearbeitungsaufgabe wird daher die

Zerspanbarkeit nach vier Kriterien

beurteilt:

Auf diese Kriterien wird im Folgenden

vertieft eingegangen. Im speziellen Ein-

zelfall muss jedoch geprüft werden, wo

die anforderungsgerechten Grenzen

und Optima eines spanenden Prozes-

ses liegen.

K MH = 15 x AW x 10-5[Euro/h] (1.5)

L opt = 200 x A x KAW / (p x Kwst) (1.6)

TB Belegungszeit

tg Grundzeit

ta Ausführungszeit eines Auftrags

tv Verteilzeit

ta = m x teth Hauptzeit

m Losgröße

tn Nebenzeit

t r Rüstzeit

tb Ruhezeit

TB = t r + ta (1.7)

t e = tg + tv (1.8)

t g = th + tn + tb (1.9)

K HE I < ? > K HE II (1.10)

th = V / QV (1.11)

th = A / QA (1.12)

11

• Verschleißverhalten

• Kraft- und Leistungsbedarf

• Spanform

• Oberflächengüte.

1.3 Einflüsse auf die

ZerspanbarkeitDer Werkstoff eines Bauteils wird

zunächst in der Konstruktion bestimmt,

um den funktionalen Anforderungen an

ein Bauteil zu genügen. Mechanische

Festigkeit unter statischen oder dyna-

mischen Lasten, Härte und Verschleiß -

festigkeit eines Bauteils, seine Steifigkeit,

sein Energieaufnahmevermögen und

seine chemischen und thermischen Ei -

genschaften können hier maßgebend

sein. Unter Wirtschaftlichkeitsaspekten

ist allerdings die Zerspanbarkeit eines

Werkstoffs von erstrangiger Bedeu tung.

Bei Metallen hängt die Zerspanbar-

keit ab von:

Der oben erläuterte Zusammenhang

der Herstellkosten KH (Formel 1.1)

macht deutlich, in welcher Weise Ma-

terialkosten Kmat und Bearbeitungs-

kosten KF komplementär sind; d. h. Ein-

sparungen am Material und der Um for-

mung auf Kosten der Zerspanbarkeit

können sich durchaus negativ auf die

Wirtschaftlichkeit auswirken. Daraus

folgt, dass beim Einkauf von Materialien

oder Rohteilen wie umgeformten Teilen

fertigungstechnische As pekte der nach-

folgenden spanenden Bearbeitung be-

rücksichtigt werden sollten. Es macht

keinen Sinn, einen Euro am Schmiede-

teil zu sparen, wenn dadurch drei Euro

in der spanenden Bearbeitung zusätz-

lich aufgewandt werden müssen, wie

man auch aus Bild 1.2 folgern kann.

Prüfen! Sind Bearbeitungs-kosten und Materialkosten ge-genläufig?

Erheblichen Einfluss auf die Standzeit

oder Standmenge eines spanenden

Werkzeugs und damit auf die Wirt-

schaft lichkeit hat der Schneidstoff des

aktiven Werkzeugteils über seinen Ver-

schleiß. Zwar liegen in der Serienferti-

gung die direkt durch den Verschleiß ver-

ursachten Werkzeugkosten häufig nur in

der Größenordnung von 1/10 der ge-

samten Fertigungskosten, aber die

durch begrenzte Standzeiten oder

Standmengen verantworteten Kosten

können ein Mehrfaches der direkten

Werkzeugkosten sein. Daraus folgt,

dass die Schneidstoffe sorgfältig an

die Bearbeitungsaufgabe angepasst

werden müssen.

Nach den Formeln (1.7) bis (1.9) ge-

hen in die gesamte Belegungszeit TB ei-

ner Fertigungsanlage für einen Auftrag

neben den Hauptzeiten th die Neben-

zeiten tn und die Rüstzeiten tr ein.

Sämtliche Zeitanteile können erheblich

durch die Art der Werkzeuge und ih-

rer Spann- und Haltersysteme und

durch die Maschinen sowie ihrer Werk-

zeug-Speichersysteme beeinflusst wer-

den.

Seit einiger Zeit sind die durch die

Kühlschmierung von spanenden Pro-

zessen verursachten Kosten in den Fo-

kus gerückt [BYRS93]. Mit zentralen

Kühlschmierstoffsystemen, wie sie in

der Serienfertigung eingesetzt wer-

den, können durchaus nennenswerte

Kostenanteile an den Fertigungskosten

verbunden sein (Bild 1.3). Das Ergeb-

nis von Untersuchungen in der Auto-

mobilindustrie hat dazu geführt, dass

ein erheblicher Entwicklungsfokus auf

die Trockenbearbeitung und die Min-

dermengenkühlschmierung gelegt wur-

de. Derart große Kostenanteile, wie sie

in Bild 1.3 wiedergegeben sind, werden

allerdings von zuliefernden Serienher-

stellern, insbesondere kleineren und

mittleren Betrieben, nicht annähernd in

gleicher Höhe errechnet. Dort werden

die Kosten für Kühlschmierstoffe im Be-

reich von weniger als 3 % gesehen.

• der chemischen Zusammensetzung,

• dem Gefüge,

• der Erschmelzung,

• der Wärmebehandlung und

• der Randschicht des Rohteils.

variableMaschinenkosten

gesamteRestgemeinkosten

Kosten fürKühlschmiertechnologieLohnkosten

fixeMaschinenkosten

Bild 1.3: Kostengliederung für Kühlschmierstoffe (nach Byrne, Scholta).

12

1.4 Ansätze zur

RationalisierungWerkstücke werden in aller Regel in ei-

ner Folge von Arbeitsvorgängen oder

Fertigungsstufen gefertigt. Rationalisie-

rungsüberlegungen zur Verbesserung

der Wirtschaftlichkeit und/oder der Qua-

lität sollten daher nicht nur an einzelnen

Arbeitsvorgängen oder Fertigungsstufen

ansetzen, sondern sollten auf ein Ge-

samtoptimum über alle Stufen der Fer-

tigung zielen. Dabei kann nach drei

grundsätzlichen Alternativen in der Pro-

zesskette gesucht werden, nach Adap-

tion, Substitution und/oder Integration

(A-S-I-Methode) [TÖNS87, TÖNS01]

(Bild 1.4).

Adaption ist die günstige Abstim-

mung aufeinander folgender Prozesse

wie z. B. die Abstimmung der Rohteil-

herstellung durch Schmieden und die

anschließende spanende Bearbeitung.

Jedes Fertigungsverfahren hat einen

Katalog von Formen und Formelemen-

ten, die mit ihm einfach und kosten-

günstig herzustellen sind, und andere

Formen, die nur mit größerem Auf-

wand gefertigt werden können. So sind

z. B. durch Schmieden tiefe, steile Flan-

ken aufwen dig zu erzeugen, bei der an-

schließenden spanenden Bearbeitung

bedeutet eine stärkere Konizität dage-

gen kaum Schwierigkeiten. Auch für die

Einhaltung enger Toleranzen bei der

Vorformung, z. B. durch Umformen, ist

jeweils zu prüfen, ob der dadurch ver-

ursachte Aufwand mit Rücksicht auf die

folgenden Prozesse zu rechtfertigen ist.

Die Entwicklung von Maschinen oder

Werkzeugen oder geänderte Kosten-

strukturen können Anlass für die Sub-

stitution eines Fertigungsverfahrens

sein. Ein klassisches Beispiel ist das

Hochgeschwindigkeitsfräsen im For-

menbau etwa bei der Gesenkherstel-

lung, das in weiten Bereichen die Bank-

arbeit, also die manuelle Nacharbeit

von Fräsrillen, abgelöst hat. Das Hoch-

geschwindigkeitsfräsen hat auch das

Senkerodieren (auch Funkenerosion

genannt) in den Fällen weitgehend ab-

gelöst, wo es geometrisch möglich ist;

denn das Senkerodieren kann neben

möglichen Produktivitätsnachteilen auch

Probleme bei der Entsorgung des Ero-

dierschlammes aufweisen.

Die Integration von Fertigungsstufen

verkürzt die Arbeitsvorgangsfolge und ist

häufig mit direkten Kosteneinsparungen,

jedenfalls aber verkürzten Durchlaufzei-

ten durch eine Fertigung und mit ver-

ringertem Steuerungsaufwand, also mit

geringeren indirekten Kos ten, verbun-

den. Die Komplettbearbeitung von Werk-

stücken auf mehrachsigen Drehma-

schinen oder Bearbeitungszentren sind

aktuelle Beispiele für diesen Integrati-

onsansatz.

In neuerer Zeit werden noch weiter-

gehendere Ansätze verfolgt, die ein

Gesamtoptimum einer ganzen Pro-

zesskette zum Ziel haben [BRAN08].

In Bild 1.5 sind eine konventionelle

und eine durch mehrfache Substitution

und Integration gewonnene stark ver-

kürzte Prozesskette schematisch dar-

gestellt. Die zitierte Methode wurde am

Beispiel einer Zahnradfertigung vali-

diert. Der Erfolg dieses speziellen An-

satzes beruht auf der Substitution von

Umform- und spanenden Weichbear-

beitungsvorgängen durch eine Kombi-

nation des Präzisionsschmiedens, bei

dem die Verzahnung ausgeprägt wird,

und innovativen Hartbearbeitungen

durch Drehen und Schleifen.

Zur Rationalisierung vor- undnachgelagerte Prozesse be-trachten.

In der Konstruktionspraxis folgt die

Methode Design for Machining dem

eben erläuterten Ansatz der Adaption

aufeinander folgender Prozesse. In al-

ler Regel schließt sich an die umform-

technische Herstellung eines Formteils

eine spanende Bearbeitung an. Die Ab-

Prozess A

Prozess B

Prozess C

Adaption

Prozess B

Prozess A

Substitution

Prozess C

Prozess A

Prozess B

Integration

Bild 1.4: ASI-Methode zur Rationalisierung.

13

stimmung zwischen diesen Fertigungs -

prozessen kann interessante Ratio-

Effekte enthalten.

Ein hervorragendes Beispiel für die-

ses Vorgehen gibt Bild 1.6 durch Aus-

legung der letzten Gravur im Schmie-

degesenk derart, dass die anschlie-

ßend durch Spanen zu bearbeitende

Fläche freigestellt wird, lassen sich

zwei Vorteile erreichen: Zum einen

kann der Zapfen mit höherem Vor-

schub überdreht werden, weil am Vor-

schubende nicht in Materialanhäu-

fung hineingefahren wird. Zum ande-

ren wird durch den Ein- und Auslauf

der spanend erzeugten Zylinderfläche

in eine sich kegelig verjüngende Fläche

das nach dem Spanen sonst notwen-

dige Entgraten entbehrlich.

Auf Gratbildung wird in Abschnitt 6.4

im Zusammenhang mit dem Fräsen

noch einmal eingegangen.

Konventionelle Prozesskette:

Umformungspanende

WeichbearbeitungWärme-

behandlungspanende

Hartbearbeitung

zeit- undkostenoptimiert




substituierte Prozesskette:

Schnittstellen sind undurchlässig für Iterationen technologischer Informationen.

Präzisionsumformung mitintegrierter Wärmebehandlung

Hartfeinbearbeitung

Übergreifende Bewertung berücksichtigt vor- und nachgeschaltete Verfahren.

Bild 1.5: Prozesskettenoptimierung.

• Geringe Änderungen inSchmiedeteilgeometrie

• Einsparung desEntgratvorgang nachdem Fräsen Schmiedeteil

Serienproduktion Vorschlag

Zerspanteil

Entgraten entfällt

Bild 1.6: Optimierung eines Schmiedeteils (nach Hirschvogel Komponenten, Schongau).

14

15

Spanen ist Fertigen durch Stofftren-

nen. Von einem Rohteil werden durch

die Schneiden eines Werkzeugs Stoff-

teile in Form von Spänen mechanisch

getrennt, indem Schneidkeile in den

Werkstückstoff eindringen. Beim Dre-

hen arbeitet man in der Regel mit einer

Schneide, beim Fräsen mit mehreren

und beim Schleifen mit einer Vielzahl

von Schneiden. Beim Spanen mit be-

stimm ten Schneiden (Drehen, Boh-

ren, Fräsen, Räumen u. a.) sind die

Schneidkeile nach Form, Lage und

Anzahl bekannt und beschreibbar.

Beim Spanen mit geo metrisch unbe-

stimmten Schneiden (Schleifen, Honen,

Läppen u. a.) lassen sich nur statisti-

sche Größen wie Mittelwerte und Ver-

1 primäre Scherzone2 sekundäre Scherzone an

der Spanfläche

3 sekundäre Scherzone an der Stau- und Trennzone4 sekundäre Scherzone an der Freifläche5 Verformungsvorlaufzone

Werkstück

ca. 10 μmca. 100 μm

Drehen, Fräsen Schleifen

Span Schneidkeil

52

Vc

SchleifkornVc

Bindung

Span

5

12

3 4

1

3 4

2. Grundlagen

2.1 Einteilung der spanenden Verfahren,

Schneidkeil und Bewegungen

Bild 2.1: Schneidkeile beim Spanen mit geometrisch bestimmten und unbestimmten Schneiden.

Bild 2.2: Spanen mit geometrisch bestimmten Schneiden (nach DIN 8589 - 0).

Spanen mit geometrisch bestimmten Schneiden

Drehen

Werkstück

Werkzeug

BohrenSenkenReiben

Werkzeug

WerkstückWerkstück

Werkzeug

Fräsen SonstigeVerfahren

Hobeln, StoßenRäumenSägenFeilen, RaspelnBürstspanenSchaben,Meißeln

teilungen über das Haufwerk von

Schneiden angeben (Bild 2.1)

Wegen der erheblichen Unterschie-

de in den Spanbildungsvorgängen,

den Einsatzbedingungen und Anwen-

dungen werden Schleifverfahren spä-

ter gesondert behandelt. Bild 2.2 gibt

eine Einteilung der wichtigsten spa-

nenden Verfahren mit geometrisch be-

stimmten Schneiden wieder.

Am Beispiel des Drehens werden die

Bewegungen zwischen Werkstück und

Werkzeug und die Winkel am Schneid-

keil erläutert. Bei jedem spanenden Ver-

fahren gibt es grundsätzlich zwei Be-

wegungen: Die Schnittbewegung, die

beim Drehen meist durch die Drehbe-

wegung nw des Werkstücks erzeugt

wird und die Vorschubbewegung, mit

der das Werkzeug verfahren wird

(Bild 2.3).

Die entsprechenden Geschwindig-

keiten sind in den Bildern 2.3 und 2.4

eingetragen als:

Aus dem Zusammenwirken der bei-

den Geschwindigkeiten vc und vf zur re-

sultierenden Wirkgeschwindigkeit ve

folgt zwangsläufig, dass jeder Schneid-

keil einen Freiwinkel haben muss

(Bild 2.4).

Jedes spanende Werkzeugbraucht einen Freiwinkel, sonstdrückt es.

Auch die übrigen Winkel am Schneid-

keil sind für den Zerspanvorgang von

großer Bedeutung (Bild 2.5).

vc

vf

nw

SchneidkeilSchnitt-fläche

ve

vc

vf

α

Bild 2.3: Geschwindigkeiten beim Spanen. Bild 2.4: Wirkbewegungen und Freiwinkel.

νc = π x dw x nw (2.1)

vc Schnittgeschwindigkeit

vf Vorschubgeschwindigkeit

dw Werkstückdurchmesser

nw Drehzahl

ve Wirkgeschwindigkeit

Schnitt -(vergrößert)

Ansicht Z(vergrößert)

A

Z B

κNκ

ε

β

γ

α

vc

vc

λ

Bild 2.5: Winkel am Schneidkeil.

16

Es sind:

α Freiwinkel

β Keilwinkel α + β + γ = 90°

γ Spanwinkel

ε Eckenwinkel

κ Einstellwinkel

κN Einstellwinkel der

Nebenschneide

λ Neigungswinkel

Der Freiwinkel α ist, wie oben erläu-

tert, ist notwendig, damit ein Werkzeug

überhaupt schneidet. Er ist immer po-

sitiv und liegt meist zwischen 5° bis 8°.

Der Spanwinkel γ wird in der einge-

zeichneten Richtung positiv gezählt,

er kann auch negativ sein, womit der

kompleme ntäre Keilwinkel β vergrö-

ßert und da mit das Werkzeug ver-

stärkt wird. Bei negativem Spanwinkel

wird allerdings der Zerspanvorgang

kraftmäßig erschwert. Die Scherung und

die Stoffverformung sind größer. Daher

sollte der Spanwinkel an den Werkstoff

und die übrigen Zerspanungsbedin-

gungen angepasst werden. Die Her-

steller von Wendeschneid platten bieten

entsprechende Werkzeugformen an,

worauf im Zusammenhang mit den

einzelnen Verfahren noch eingegan-

gen wird.

Mit dem Einstellwinkel κ lässt sich die

Eingriffslänge der Hauptschneide ver-

größern, die spezifische Belastung der

Schneide kann dadurch verringert wer-

den. Daher wird bei schweren Schrupp-

schnitten gern mit geringerem Einstell-

winkel um 45 ° gearbeitet. Eine zu gro-

ße Eingriffslänge der Schneide fördert al-

lerdings die Ratterneigung, d. h. das Auf-

treten von selbsterregten Schwingun-

gen, die zum Werkzeugbruch führen

können und die Werkstückoberfläche

unzulässig beeinträchtigen. Ein großer

Eckenwinkel ε verstärkt den Schneidkeil.

Er erleichtert zudem den Wärmeabfluss

von der Wärmequelle an der Spitze des

Werkzeugs und senkt damit das Tem-

peraturniveau im Schneid keil. Bei

Schruppschnitten wird daher ein großer

Eckenwinkel gewählt. Der Einstellwinkel

der Nebenschneide κN wird meist durch

die Form der Schneidplatte bestimmt.

Für besondere Feinbearbeitungsaufga-

ben, wo bei höherem Vorschub eine

hohe Oberflächengüte erzeugt werden

soll, wird κN stark verkleinert und kann

gegen Null gehen (Schleppschneide, Wi-

per-Technologie).

Der Schneidkeil ist der aktive Teil des

Werkzeugs, das im Bild 2.6 als gebau-

tes Werkzeug mit einer Wendeschneid -

platte dargestellt ist. Der Schneidkeil

wird durch drei Flächen gebildet, die

Freifläche, die Spanfläche, über die

der Span abgleitet, und die Nebenfrei-

fläche, die zur neu entstandenen Fläche

am Werkstück weist. Die Kante der Frei-

fläche mit der Spanfläche wird als

Hauptschneide bezeichnet, die Kante

der Nebenfreifläche mit der Spanfläche

als Nebenschneide. Die Bezugsebene

liegt normal zur Schnittgeschwindigkeit

(im Bild 2.6 wurde der Einfachheit hal-

ber das Werkzeugbezugssystem ge-

wählt).

Aus den Bewegungen des Werk-

zeugs gegen das Werkstück folgt das

Vorrücken der Schneide je Umdrehung

des Werkstücks um den Vorschub f.

Es ist also vf = f x nw. Daraus und aus

der Zustellung oder der Schnitttiefe ap

ergibt sich der Spanungsquerschnitt

A = ap x f (Bild 2.7).

Keilmess-ebene

A

BZ

V f

κε

Bezugs-ebene

Ansicht Z

+

Vc

λ

SpanflächeHauptschneideHauptfreiflächeSchneidenecke

Neben-freifläche

Neben-schneide

Vorschubrichtung Bezugsebene

ß

γ

Spanfläche

Freifläche

Schnitt A-B

Schneiden-ebene

Vc

+α

Vorschubrichtung

h

f

b

ap ap = b

nw

κκ

f = h

Bild 2.6: Bezeichnungen am Drehwerk zeug (nach DIN 6580 und 6581

bzw. ISO 3002-1 und 3002-3).

Bild 2.7: Schnitt- und Spanungsgrößen.

17

Dieser Spanungsquerschnitt kann

auch durch die Spanungsdicke h und

die Spanungsbreite b beschrieben wer-

den: A = h × b. Die Größen ap und f

werden als Schnittgrößen, h und b als

Spanungsgrößen bezeichnet. Es gilt of-

fen bar:

Wenn der Verformungsvorgang vor

der Spanfläche betrachtet wird, arbei-

tet man mit den Spanungsgrößen b und

h, wenn es um die Maschineneinstellung

geht, werden die Schnittgrößen f und ap

angesetzt.

2.2 SpanbildungBeim Spanen dringt ein Schneidkeil in

den Werkstoff ein, wodurch dieser plas-

tisch verformt wird und als Span über die

Spanfläche des Schneidkeils abgleitet.

Dieser Vorgang lässt sich in der Keil-

messebene, in welcher der Stofffluss

stattfindet, darstellen (Bild 2.8).

Die Keilmessebene liegt senkrecht zur

Schneide. Der Spanungsquerschnitt

(im Bild schraffiert) wird durch Ver-

schieben des Schneidkeils bei jeder Um-

drehung des Werkstücks (wie z. B.

beim Drehen) gebildet. Der Span wird

mit der Drehbewegung des Werkstücks

abgetrennt.

Bild 2.9 zeigt einen angeätzten Schliff

durch eine Spanwurzel und einen Span.

Durch das Schwarz-Weiß-Gefüge des

Werkstoffs (schwarz: Perlit, weiß: Fer-

rit) sind die Verformungen sichtbar.

Das Verformungsgeschehen lässt sich

besonders gut in Filmaufnahmen ver-

folgen. Dazu wird eine polierte und

geätzte Probe gegen eine Quarzglas-

platte gepresst und durch Querdrehen

bearbeitet. Durch die Quarzglasplatte

lässt sich der Vorgang in Vergrößerung

beobachten. Bewegungsscharfe Auf-

nahmen sind allerdings nur bis zu

Schnittgeschwindigkeiten von 1 m/min

möglich [WARN88].

Der Film kann auf der Internetseite der

IWF Wissen und Medien GmbH unter:

www.iwf.de/iwf/do/mkat/details.aspx?Si

gnatur=e+2949, angesehen werden.

Je nach Werkstoff und Zerspanungs -

bedingungen lassen sich folgende Span-

bildungsarten unterscheiden (Bild 2.10):

• Fließspanbildung

• Lamellenspanbildung

• Scherspanbildung

• Reißspanbildung.

Fließspanbildung ist die kontinuierli-

che Spanentstehung. Der Span gleitet mit

gleichmäßiger Geschwindigkeit in quasi-

stationärem Fluss über die Spanfläche ab.

Fließspanbildung wird durch gleichmäßi-

ges, feinkörniges Gefüge und hohe Duk-

h = f x sin κ (2.2)

b = a p / sin κ (2.3)

Schnitt in derKeilmessebene

Draufsicht aufdie Spanfläche

Keilmessebene

Spanungs-querschnitt

Werkzeug

Oberfläche desWerkstücks

Span

Werkzeug

Werkstück Schnittfläche

h

h

Bild 2.8: Spanungsquerschnitt und Schneidkeil.

Verfahren:Orthogonal-EinstechdrehenKSS: trockenSchnittbedingungenVorschub: f = 0,1 mmSpanungsbreite: b = 2 mmWerkstoff: C15 unbehandelt

Schneidstoff:HC P30- Ti(C,N)WerkzeuggeometrieSNGN 12 04 12

α γ εr κ0° 0° 90° 90°

Spansegmentierungsfrequenz: fs =635 kHzbei: Segmentbreite bs = 0,05 mm

und vc = 4000 m/mm

Bild 2.9: Spanwurzel von Stahl C 15 bei hoher Schnittgeschwindigkeit.

18

tilität des Werkstoffs, durch hohe Schnitt-

geschwindigkeit und geringe Reibung auf

der Spanfläche, durch positive Spanwinkel

und geringe Spanungsdicke begünstigt.

Lamellenspanbildung ist ein gleich-

mäßiger, periodischer Spanbildungsvor-

gang, welcher der Fließspanbildung äh-

nelt. Allerdings bilden sich Formände-

rungsschwankungen, die im Span mehr

oder weniger deutliche Lokalisierungen

oder sogar konzentrierte Scherbänder

sichtbar werden lassen. Der Span weist

durch thermische oder elastomechani-

sche Vorgänge gebildete Lamellen mit ho-

her Bildungsfrequenz im kHz-Bereich

auf. Solche Lamellenspäne sind bei gut

verformbaren Werkstoffen höherer Fes-

tigkeit zu beobachten, insbesondere bei

der Zerspanung mit hohen Schnittge-

schwindigkeiten (s. a. Hochgeschwin-

digkeitszerspanung).

Scherspanbildung ist die diskonti-

nuierliche Entstehung eines noch zu-

sammenhängenden Spanes, der je-

doch deutliche Unterschiede im Verfor-

mungsgrad entlang der Fließrichtung er-

kennen lässt. Zur Scherspanbildung

kommt es vorzugsweise bei negativen

Spanwinkeln, geringeren Schnittge-

schwindigkeiten und größeren Spa-

nungsdicken.

Reißspanbildung tritt auf, wenn der

Werkstoff wenig plastisch verformbar ist

oder aufgrund von starken Inhomoge-

nitäten (z. B. Gusseisen mit Lamellen-

graphit) vorgegebene Gleitsysteme bil-

det. Teile des Werkstoffs werden weit-

gehend unverformt aus dem Stoffver-

bund herausgerissen. Die Oberfläche

des Werkstücks wird dann weniger

durch die Spuren des Werkzeugs als

durch die Reißvorgänge während der

Spanbildung bestimmt.

Bei kontinuierlicher Spanbildung, d. h.

bei Fließspanbildung, lässt sich der Pro-

zess durch fünf Verformungszonen be-

schreiben (Bild 2.11). Die hauptsäch liche

plastische Verformung findet in der pri-

mären Scherzone durch Schub verfor-

mung (Scherung) statt. In den sekundä-

ren Scherzonen vor der Span- und der

Freifläche wird der Werk stoff zusätzlich un-

ter dem Einfluss hoher Reibung ver-

formt. Vor der Schneid kante bildet sich

eine Stauzone (Zone hohen allseitigen

Druckes), die gleichzeitig die Zone ist, in

der der Werkstoff getrennt wird. Schließ-

lich lässt sich noch eine Verformungs-

vorlaufzone beobachten, in der geringe,

aber bleibende Verformungen auftreten.

Diese Zone ist bestimmend für die Ein-

dringtiefe plastischer Verformungen in das

Werkstück, also für die Randzonenbe-

einflussung.

Verschiedene Theorien zur rechneri-

schen Behandlung des Zerspanprozes-

ses gehen von einem Scherebenenmo-

dell aus (Bild 2.12). Die plastische Form-

Fließspanbildung Lamellenspanbildung

WerkzeugWerkzeug

Werkzeug Werkzeug

Werkstück

Werkstück Werkstück

Werkstück

Scherspanbildung Reißspanbildung

Bild 2.10: Spanbildungsarten.

1: Primäre Scherzone2: Sekundäre Scherzone an der Spanfläche γ: Spanwinkel3: Sekundäre Scherzone an der Stau- und Trennzone α: Freiwinkel4: Sekundäre Scherzone an der Freifläche φ: Scherwinkel5: Verformungsvorlaufzone tv: Verformungstiefe

ScherebeneSpan

Schneidkeil

Werkzeug

Werkstück

h vc 51

3 4

2

h`

vsp

tv

α

rβγ

φ

Bild 2.11: Zonen der Spanentstehung (WARN74).

19

änderung während der Spanbildung fin-

det danach allein in der Scherebene

statt. Je nach Verformungsverhalten des

Werkstoffs und nach den Prozessbedin-

gungen bildet das Modell die Realität aus-

reichend genau nach. Daraus lässt sich

die Schergeschwindigkeit vφ, also die Ge-

schwindigkeit, mit der sich der Werkstoff

vor der Scherebene gegen den Werkstoff

hinter der Scherebene verschiebt, be-

stimmen:

Die Spandickenstauchung λh (kurz

auch Spanstauchung genannt) ist das

Verhältnis von Spandicke h‘ (das ist die

Dicke des Spanes nach Trennung vom

Werkstück) zur Spanungsdicke h (das ist

die Dicke des Spanungsquerschnitts im

unverformten Zustand vor der Scher-

ebene). Sie lässt sich durch Messen der

Spandicke oder der Spanlänge (beim un-

terbrochenen Schnitt) und aus Vorschub

f und Einstellwinkel κ nach (2.2) bestim-

men. Damit kann der Scherwinkel φ er-

mittelt werden (siehe Bild 2.12).

Mit leistungsfähigen Rechenanlagen

wurden rechnerische Simulationen der

Spanbildung aufgrund numerischer Ver-

fahren möglich. Auch sie beruhen sämt-

lich auf Modellen, die das reale Verhalten

des zu untersuchenden Systems nur in

Näherung wiedergeben. Bild 2.13 zeigt

eine Momentaufnahme der Spanbildung,

wie sie nach der Finite-Elemente-

Methode errechnet wurde.

2.3 Energieum setzung

und KraftbedarfDer Werkstoff setzt dem Eindringen

des Schneidkeils einen Widerstand

entgegen, der durch Aufbringen einer

Kraft, der Zerspankraft Fz, überwunden

werden muss. Diese Zerspankraft

steht im Allgemeinen schräg im Raum

(Bild 2.14). Sie wird zweckmäßig in ei-

nem rechtwinkligen Koordinatensystem

zerlegt, das zwei Achsen in die Rich-

tungen der Schnitt- und Vorschubbe-

wegung legt. Damit lassen sich die ent-

sprechenden Kräfte und Leistungen

unmittelbar den Bauteilen und Antrie-

ben einer Maschine zuordnen. In der

aus den Richtungspfeilen von Schnitt-

und Vorschubgeschwindigkeit gebil-

deten Arbeitsebene liegt die Aktiv-

kraft Fa, senkrecht dazu die Passivkraft

Fp.

Die Passivkraft trägt nicht zur Leis-

tungsumsetzung bei, da in ihrer Richtung

keine Bewegung zwischen Werkzeug

und Werkstück stattfindet. Sie ist je-

doch für die Abdrängung von Werkzeug

und Werkstück und damit für Maß- und

Formfehler wesentlich. Die Aktivkraft wird

in die Schnittkraft Fc in Richtung der

Schnittbewegung vc und in die Vor-

schub kraft Ff in Richtung der Vorschub -

bewegung vf zerlegt.

Die für das Spanen erforderlichen Leis-

tungen ergeben sich als Produkt aus den

Geschwindigkeitskomponenten und den

in ihrer Richtung wirkenden Komponen-

ten der Zerspankraft. Damit erhält man die

Leistungen zu:

Schnittleistung: Pc = Fc • νc (2.5)

Vorschubleistung: Pf = Ff • νf (2.6)

νφ = νc x cos γ/cos (φ -γ) (2.4)

vc = Schnittgeschwindigkeit

vsp = Spangeschwindigkeit

vφ = Schergeschwindigkeit

vsp

vφ

φ

vcγ

λhcos (φ−γ)

sin φ

Scherebene

b

h

wvc

b´

h´

w´

vsp

φ

Scherebenenmodell und Schergeschwindigkeit

verformte Ebenen

Span Scherband

Werkzeug

Werkstück

Bild 2.13: Simulation einer Scherspanbildung (JIVI08).

Bild 2.12. Scherebenenmodell und Schergeschwindigkeit.

20

Im Allgemeinen ist die Schnittkraft grö-

ßer als die Vorschubkraft. Da auch die

Schnittgeschwindigkeit erheblich größer

ist als die Vorschubgeschwindigkeit, ist die

Schnittleistung wesentlich größer als die

Vorschubleistung. Für die leistungsmäßige

Auslegung des Hauptantriebs einer Werk-

zeugmaschine reicht daher die Bestim-

mung der Schnittleistung über die Schnitt-

kraft aus.

Die zum Trennen einer Volumeneinheit

notwendige Energie, die spezifische Ener-

gie uc, ergibt sich aus Leistungs- oder

Energiebetrachtungen (hier am Beispiel

des Drehens):

Definiert man die auf den Spanungs-

querschnitt bezogene Schnittkraft als

spezifische Schnittkraft kc, so gilt:

Die spezifische Schnittkraft hat da-

her die Bedeutung einer energeti-

schen Größe. Sie ist für praktische

Leistungs- und Schnittkraftermittlungen

wichtig. Für Überschlagsrechnungen

zur Bestimmung der Schnittleistung

reicht es häufig aus, die nachstehen-

de Formel zu nutzen:

Hinter den Einflussgrößen ist die

Tendenz in Richtung steigender

Schnittkraft angegeben (z. B.: „Werk-

stofffestigkeit �“ (Festigkeit �) bedeu-

tet „Kraft steigt bei zunehmender Fes-

tigkeit“, „Spanwinkel (�)“ bedeutet

„Kraft steigt bei abnehmendem Span-

winkel“). Den stärksten Einfluss haben

der Spanungsquerschnitt A = ap × f

bzw. A = h x b und der Werkstoff. Die-

se Größen lassen sich nach Kienzle

durch einen Potenzansatz erfassen

(Bild 2.15).

Die spezifische Schnittkraft für die

Einheiten der Spanungsgrößen

(b = 1 mm, h = 1 mm) wird als Haupt-

wert der spezifischen Schnittkraft kc1.1

bezeichnet. mc ist der Anstiegswert der

spezifischen Schnittkraft. Für einige

Werkstoffe sind spezifische Schnitt-

kräfte (Hauptwert und Anstiegswert) in

Tafel 2.1 angegeben.

Aus der Kienzle-Gleichung folgt,

dass die spezifische Energie mit ge-

ringerer Spanungsdicke steigt. Die

Ursache liegt im wachsenden Reib-

anteil (Bild 2.16).

Die Verkleinerung des Spanwin-

kels γ führt zu einer Reduzierung des

Scherwinkels φ. Dadurch wird der

Scherquerschnitt Aφ vergrößert. Bei ge-

gebener Scherfestigkeit steigt also die

Schnittkraft. Als Richtwert für die Pra-

xis lässt sich angeben, dass eine Sen-

kung des Spanwinkels γ um 1° eine Er-

höhung der Schnittkraft Fc um 1,5%

bis 2,0% bewirkt. Diese Angaben be-

ziehen sich auf den üblichen Span-

winkelbereich für die Eisenwerkstoffe

Stahl und Gusseisen.

Bild 2.14: Komponenten der Zerspankraft beim Drehen (nach DIN 6584).

Arbeitsebene

Werkzeug

Werkstück

Fz

Fc Fa

Fp

Ff

vf

vc

vc

η

uc = = =>

mit QV = b x h x vc (2.7)

kc = Fc / (b x h)

uc = kc x = kc (2.8)

Die Schnittkraft Fc hängt von einer

großen Zahl von Einflussgrößen ab:

Werkstoff (Festigkeit �),

Vorschub f, Spanungsdicke h (�),

Schnitttiefe ap, Spanungsbreite b (�),

Schneidkantenverrundung rε (�),

Spanwinkel γ (�),

Einstellwinkel κ (�),

Schnittgeschwindigkeit vc (�),

Schneidstoff (-),

Schmierung (�),

Kühlung (�) sowie

Werkzeugverschleiß (�)

Fc = kc x b x h = kc1.1 x b x h0 x 1-mc

ho = 1 mm (2.9)

Pc = kc x QV (2.8a)

hh0( )

Pc Fc x νc

QV QV

b x h x νc

b x h x νc

21

1° Spanwinkel � � 1.5 bis2.0% Schnittkraft �

Der Einfluss der Schnittgeschwin-

digkeit vc auf die Schnittkraft wird

durch die Spanbildung und den Wär-

mehaushalt in der Spanbildungszone

bestimmt. Im Be reich geringer Schnitt-

geschwindigkeiten kommt es beim

Übergang von der Scher- zur Fließ-

spanbildung zunächst zur Bildung von

Aufbauschneiden, die den effektiven

Spanwinkel vergrößern und damit die

Schnittkraft verringern. Durch Ge-

schwindigkeitserhöhung wird wegen

fehlender Kaltverfestigung die Auf-

bauschneidenbildung unterdrückt, die

Schnittkraft steigt an. Mit weiterer

Steigerung kommt es zur Erhöhung der

Spanbildungstemperatur. Der Werkstoff

verliert an Formänderungsfestigkeit

und setzt dem eindringenden Schneid-

keil geringeren Widerstand entgegen.

0,16 0,25 0,4 0,63 1,0 mm 2,5

3,16

GPa

2,0

1,6

1,25

1,0

spez

ifisc

he S

chni

ttkr

aft

k c

Spanungsdicke h

kc1.1

ρ

mc = tan ρ

kc1.1 = 1510 MPamc = 0,24

Werkstoff : 20 MnCr 5BGSchnittgeschw. : vc = 100 m . min-1

Schnitttiefe : ap = 3 mmSchneidstoff : Hartmetall P10

α γ λ ε κ rε5° 6° 0° 90° 70° 0,8 mm

Bild 2.15. Spezifische Schnittkraft als Funktion der Spanungsdicke nach Kienzle.

α γ λ ε κ rε

Stahl 5° 6° 0° 90° 70° 0,8 mm

Guss 5° 2° 0° 90° 70° 0,8 mmSchnittgeschwindigkeit: vc = 100 m/minSchnitttiefe: ap = 3,0 mm

*) vc = 400 m/min, γ = 15° **) vc = 100 m/min, α = 8°

Rm Spezifische Zerspankräfte k¡1.1 Schneid-in MPa (l = c, f, p) stoff

Werkstoff MPa kc1.1 1-mc kf1.1 1-mf kp1.1 1-mp

St 52-2 559 1499 0,71 351 0,30 274 0,51 P10

Ck 45 N 657 1659 0,79 521 0,51 309 0,60 P10

Ck 60 775 1686 0,78 285 0,28 259 0,59 P10

16 MnCr 5 500 1411 0,70 406 0,37 312 0,50 P10

100 Cr 6 624 1726 0,72 318 0,14 362 0,47 P10

GG-30 HB = 206 899 0,59 170 0,09 164 0,30 K10

G-AIMg4SiMn*) 260 487 0,78 K10

X22CrNiMoNb1810**) 588 1397 0,76 K10

Tafel 2.1: Spezifische Zerspankräfte für das Drehen.

22

Diese Einflüsse sind allerdings stark

werkstoffabhängig. Sie wurden hier für

das Spanen von Stahl erläutert.

Die beiden übrigen Komponenten

der Zerspankraft sind zur Auslegung

von Maschinenbaugruppen und aus

Genauigkeitsgründen von Interesse.

Für die Bemessung von Vorschuban-

trieben muss die Vorschubkraft Ff ab-

schätzbar sein. Die Passivkraft Fp geht

− lineares Systemverhalten voraus-

gesetzt − proportional in die elastische

Abdrängung von Werkzeug und Werk-

stück ein und bestimmt damit Maß-

und Formfehler (cx ist die Steifigkeit des

Systems):

Die Drangkraft Fd ist die vektorielle

Summe aus Passiv- und Vorschub-

kraft.

Bei üblichen Einstellbedingungen

(Schrupp/Schlichtbedingungen) (h<<b)

steht die Drangkraft aus Symmetrie-

gründen senkrecht auf der Haupt-

schneide. Damit liegt das Verhältnis von

Passiv- zu Vorschubkraft fest:

Als Richtwert zur Abschätzung der

Drangkraft gilt:

Wie für die Schnittkraft Fc lassen sich

für genauere Rechnungen auch Potenz-

ansätze für die Vorschub- und Passivkraft

angeben:

Die Haupt- und Anstiegswerte der

spezifischen Vorschub- und Passivkräf-

te für einige wichtige Metalle sind in Ta-

fel 2.1 enthalten.

Schruppen: Schnittkraft undLeistung! Schlichten: Passivkraft und Ab-drängung!

2.4 Oberflächeneigen-

schaftenSpanende Verfahren dienen dazu,

funk tionsfähige Oberflächen zu erzeugen.

Die Eigenschaften dieser Oberflächen sind

häufig ausschlaggebend für die Funktion

des ganzen Bauteils. Beispiele für solche

Eigenschafts-Funktions-Zusammen hänge

sind das Aussehen von Oberflächen,

die Beschichtungsfähigkeit (Lackieren, gal-

vanisches Beschichten), das Korrosi-

ons- und Ver schleißverhalten, die Dau-

erfestigkeit, die Kontaktsteifigkeit und

das Dichtungsverhalten. Es wird zwischen

Spanungsdicke h

spez

. Sch

nitt

kraf

t k c

bzw

. Wc

/Vw

2

MPa

105

6

4

2

104

8

6

4

2

103

Polieren

Schleifen

Reiben

Drehen, Bohrenund Fräsen

10-6 10-5 10-4 10-3 10-2 10-1 1 mm 101

Bild 2.16: Spezifische Schnittkraft und Zerspanarbeit.

�d = 2Fp/cx(2.10)

Fd = Ff + Fp (2.11)� � �

Ff / Fp = tan κ (2.12)

23

Fd ≈ 0.7 Fc (2.13)

Ff = kf1.1 x b x ho(–)1-mf(2.14)

Fp = kp1.1 x b x ho(–)1-mp(2.15)

h h0

h h0

geometrischen und physikalischen Ei gen -

schaften (chemische Eigenschaften wer-

den den physikalischen zugerechnet und

hier nicht getrennt betrachtet) von Ober-

flächen und Randzonen eines Bauteils un-

terschieden. Diese Eigen schaften lassen

sich durch Größen beschreiben und

messen. Der Konstrukteur eines Bauteils

kann solche Größen vorschreiben. Der

Fertigungstechniker muss wissen, durch

welche Verfahren und welche Eingangs-

größen des Prozesses die geforderten

Oberflächen- und Randzoneneigen-

schaften erreicht werden.

Technische Oberflächen wer-den durch mikrogeometrischeund physikalische Eigenschaftengeprägt.

Durch spanende Verfahren, die eine

ausgeprägte Schnittrichtung aufweisen,

entstehen durchweg gerichtete, rillige

Oberflächen. Nichtrillige Oberflächen

werden erzeugt z. B. durch Funkenero-

dieren, Druckstrahlen, Umformen oder

Urformen. Gerichtete Oberflächen weisen

in der Regel quer zur Schnittrichtung grö-

ßere Rauheiten als in Schnittrichtung auf.

In Bild 2.17 sind die wichtigsten Rau-

heitsmaße erläutert. Nach DIN EN ISO

4287 ist Rz die gemittelte Rautiefe, die aus

fünf Einzelmessungen über jeweils die

Messstrecke le arithmetisch gemittelt

wird. Die maximale Rautiefe Rmax ist die

größte Rautiefe aus den fünf Messungen.

Die maximale Profilhöhe Ry ist der Ab-

stand des größten Berges vom tiefsten Tal

über der Gesamtmessstrecke l = 5 x le.

Der Mittenrauwert Ra, die Glättungstiefe

Rp und der quadratische Mittenrauwert

(RMS: root mean square) Rq sind integrale

Rauheitsgrößen, die eine Nivellierung

und damit Verringerung der Rauheitsan-

gaben mit sich bringen. Der Profiltraganteil

tp ist eine Messgröße, die die waagerechte

Erstreckung des Rauheitsprofils berück-

sichtigt. Zur Ermittlung werden im Ab-

stand c vom Bezugsprofil (z = 0) Schnitt-

linien gelegt, die aus den werkstofferfüll-

ten Teilen des Profils die Elemente lci he-

rausschneiden. Diese werden summiert

und auf die Messlänge bezogen.

In der Praxis wird häufig die gemittel-

te Rautiefe Rz oder der Mittenrauwert Ra

angesetzt. Beide Messgrößen stellen, wie

aus Bild 2.17 zu erkennen ist, eine Mit-

telung oder Glättung des physikalischen

Rauheitsgebirges dar. Für tribologisch an-

spruchsvolle Werkstücke werden zu-

nehmend auch die maximale Profilhöhe

innerhalb einer Einzelmessstrecke Ry

oder die maximale Rautiefe Rmax, also der

maximale Abstand des höchsten zum

tiefsten Punkt des Profils innerhalb der ge-

samten Messstrecke l, als Messgrößen

vorgeschrieben.

Bei der Messung mit tastenden Ober-

flächenmessgeräten wird meist ein Wel-

5= ∑

51_

l = 5 . le

Z1Z2 Z3 Z4 Z5

Ry

Rz Zii = 1

( n. DIN EN ISO 4287 )Ry ≥ Rmax

le

z

Ra = 1l

z

lc1 lc2 lc3 lc4 c

x

∫0

z dx , Rp =1l∫0

z dx , Rq = 1l∫0

( z - z )2dx

tp =∑i

lci ·100%

l

Bild 2.17: Rauheitsmessgrößen.

24

lenfilter eingesetzt, der bestimmt, welche

Anteile des physikalischen Profils erfasst

oder dargestellt werden sollen. Um Wel-

ligkeiten aufzunehmen (W-Profil), wird

ein Tiefpassfilter zwischengeschaltet, für

Rauheiten (R-Profil), also höher frequen-

te Anteile, ein Hochpassfilter (siehe DIN

4768). Für die Aufnahme von Rauheiten

wird üblicherweise eine Grenzwellenlän-

ge (cut-off) von λ=75 μm verwendet, die

also nur Wellenlängen durchlässt, die klei-

ner als 75 μm sind.

Bild 2.18 zeigt typische Profildiagram-

me für das Drehen und Schleifen. Beide

Verfahren erzeugen gerichtete Strukturen.

Beim Drehen bildet sich die geome-

trisch bestimmte Schneide des Dreh-

meißels unmittelbar auf der Werkstück-

oberfläche ab. Daher lässt sich die theo-

retische Rauheit Rth aus dem Eckenradius

rε und dem Vorschub f ableiten:

Man erkennt, dass der Vorschub in die

Rauheit quadratisch eingeht, d. h. eine

Verdopplung erhöht die Rauheit um

das Vierfache, während der Eckenradi-

us nur linear wirkt; eine Verdopplung hal-

biert die Rauheit. Tatsächlich ist durch

(2.16) im Allgemeinen nur eine untere

Grenze der Rauigkeit definiert; denn

durch weitere Einflüsse wie Schwingun-

gen, Werkstoffverhalten u. a. liegen die

Rauigkeiten höher. Durch Drehen lässt

sich im Allgemeinen eine Rautiefe von

R z > 2,5 μm, durch Schleifen R z > 1 μm

erreichen. Mit Sondermaßnahmen kön-

nen die Grenzen weiter nach unten ver-

schoben werden (siehe. z. B. Hartdrehen

und Hochgeschwindigkeitsfräsen).

Beim Schlichten mit vorgeschriebener

Rautiefe ist die Zeitspanfläche QA folg-

lich von der Schnittgeschwindigkeit und

dem Eckenradius abhängig.

Die Schnittgeschwindigkeit ist durch

den Verschleiß begrenzt. Auch der

Eckenradius kann nicht beliebig ver-

größert werden, da mit rε die Reibung

zwischen den Wirkpartnern und damit

ebenfalls der Verschleiß zunimmt und da

mit einer größeren Länge der Neben-

schneide als Folge größeren Eckenra-

dius Ratterschwingungen auftreten kön-

nen und der Prozess instabil wird.

Um die Rautiefe zu verringern, las-

sen sich folgende Maßnahmen nutzen:

• Vorschub verringern,

• Eckenradius erhöhen,

• Kühlschmierstoff mit höherer

Schmier wirkung einsetzen,

• Schnittgeschwindigkeit erhöhen und

• Schwingungen mindern.

Hohe Oberflächengüten setzen Werk-

stoffe mit homogenem Gefüge voraus.

Wenn Materialen eingesetzt werden, die

Poren, Lunker oder stark ungleichmä-

ßiges Gefüge aufweisen, ist die er-

reich bare Oberflächengüte prinzipiell

begrenzt.

Rth = f2/ (8 x rε) (2.16)

Profildiagramme Drehen:

vc = 250 m/min rε = 1,2 mmap = 2 mmf = 0,25 mmRa = 3,27 μmRz = 17,2 μm

Profildiagramme Schleifen:

vc = 30 m/minQ´w = 4 mm3/mm sq = 80Ra = 0,27 μmRz = 2,1 μm

20 μ

m50

μm

10 μ

m1

μm

200 μm

50 μm 10 μm

100 μm

f

f

Bild 2.18: Profile beim Drehen und Schleifen.

25

QA = νc x 8 x Rth x rε (2.17)

Neben der geometrischen Oberflä-

chenausbildung werden durch einen

spanenden Prozess die randnahen

Schichten des Werkstücks verändert.

Diese Beeinflussung der Randschichten

ist für zahlreiche Funktionseigenschaften

eines Bauteils bestimmend. Bei metal-

lischen Bauteilen lassen sich die fol-

genden und in Bild 2.19 dargestellten

Randzoneneigenschaften messen oder

feststellen:

Randzonenbeeinflussungen können

mechanische oder thermische Ursa-

chen haben, häufig eine Kombination

von beiden. Mechanische Einwirkungen

ergeben sich durch Eindringen eines

oder mehrerer Schneidkeile und die da-

mit verbundenen plastischen Verfor-

mungen in den Randzonen des Werk-

stücks. Die Verformungsvorlaufzone und

die sekundäre Scherzone vor der Frei-

fläche (siehe Bild 2.1) dringen in die Zo-

nen unterhalb der neu entstehenden

Oberfläche eines Bauteils ein und führen

dort zu bleibenden Formänderungen.

Die plastischen Verformungen der

Randzonen entstehen im Wesentlichen

durch Schubverformung als Folge der

dem Schneidkeil vorlaufenden Scherung

und der Reibung zwischen der Freifläche

und dem Werkstoff. Diese Formände-

rungen können bei kristallin aufgebauten

Werkstoffen deutlich an den Kornver-

formungen erkannt werden (Bild 2.20).

Mit der plastischen Verformung geht

meist auch eine Kaltverfestigung einher.

Diese bewirkt einen Härteanstieg allein auf

Grund mechanischer Einwirkung. Da-

durch kommt es außerdem zu Druckei-

genspannungen als Folge der plasti-

schen Dehnungen in den oberflächen-

nahen Schichten.

Thermische Einwirkungen folgen aus

der Leistungsumsetzung in Wärme. Die

Werkstückrandzonen werden kurzzeitig

hoch erhitzt. Durch Selbstabschre-

ckung des Werkstoffs und durch Wär-

meentzug über den Kühlschmierstoff tritt

danach eine rasche Abkühlung ein. Mit

diesem Temperaturverlauf können Ge-

fügeänderungen, Härteerhöhungen

durch Sekundärabschreckung und auch

Anlasseffekte, d. h. Härteminderungen

verbunden sein.

Durch die thermische Wirkung des

Spanens entstehen ebenfalls typische

Eigenspannungen. Mit der Temperatur -

er höhung dehnen sich die Rand-

schichten. Es entstehen thermische

Druckspannungen (Wärmespannun-

gen), unter deren Wirkung sich die

Randschichten bei durch Temperatur-

erhöhung herabgesetzter Fließgrenze

plastisch verformen. Sie werden ge-

staucht. Nach Abkühlung auf Raum-

temperatur sind die verkürzten Rand-

• Gefügeänderungen,

• plastische Verformungen,

• Härteänderungen,

• Eigenspannungen,

• Risse.

26

σ

σ

HV

RisseHärte

Gefüge

Textur

bearbeitete OberflächeBearbeitungsrichtung

Eigen-spannungen

Bild 2.19: Randzoneneigenschaften nach dem Spanen (BRIN91).

Werkstoff: X 10 Cr Ni Nb 18 9Bearbeitung: Flachschleifen

vc = 35 m/sQw = 6 mm3/mm.s

Werkzeug: A46 J7 V

Bild 2.20: Gefüge nach einer spanenden Bearbeitung.

schichten gleichsam zu kurz und müs-

sen durch Zugeigenspannungen gelängt

werden, um in den Körperzusammen-

hang zu passen. Dieser Effekt des ther-

mischen Fließens kann von einem ent-

gegengesetzten Vorgang überlagert

werden, wenn Werkstoffe mit niedrigen

Umwandlungstemperaturen und einer

Volumenvergrößerung bei Übergang

von hohen zu niedrigen Temperaturen

bearbeitet werden. Stahl mit 12 % Nickel

wandelt z. B. vom Austenit zum Ferrit

(A3-Punkt) bei 330 °C um. Als Folge der

raschen Selbstabschreckung entste-

hen Druckeigenspannungen, die als

Umwandlungseigenspannungen be-

zeichnet werden.

Durch mechanische Einwir-kung entstehen Druckeigen-spannungen, durch thermischenEinfluss Zugeigenspannungen,durch Umwandlung auch Druck-spannungen.

2.5 WerkzeugverschleißWerkzeuge verschleißen durch me-

chanische, thermische und chemische

Einwirkung während des Spanens. Es

kommt je nach Beanspruchung zu ab-

rasivem (Abrieb) und adhäsivem (Kleb-)

Verschleiß, zum Bruch des Schneidkeils,

zur Abschieferung, zur Rissbildung, zu Dif-

fusion und Oxidation. Die wichtigsten Ver-

schleißformen sind in Bild 2.21 wieder-

gegeben.

Die Verschleißmarkenbreite VB und

die Kolktiefe KT sind Messgrößen für den

Verschleißfortschritt mit der Einsatzzeit ei-

nes Werkzeugs. Der Verschleiß hängt vom

Werkstoff, dem Schneidstoff und den Ein-

satzbedingungen ab, wie Bild 2.22 exem-

plarisch zeigt.

Wann das Standzeitende für ein

Werkzeug gegeben ist, wann es also ge-

gen ein Werkzeug mit neuer Schneide

ersetzt werden muss, hängt von den An-

forderungen an den Prozess ab. Der an-

gemessene Aufwand zur Bestimmung

des zu verwendenden Standzeitkriteri-

ums ist vom Anwendungsfall und von

der Art der Fertigung her zu beurteilen.

Allgemein gilt:

• Großserienfertigung:

Erprobung im Einsatzfall

• Einzel- und Kleinserienfertigung:

Erfahrungswerte

Als ein Erfahrungswert für das Stand-

zeitende gilt:

VB max = 0,3 mm

Diffusion ist typisch für Kolkver-

schleiß. Dieser kann bei starker Aus-

prägung die Schneidkante erheblich

schwächen und so zum Bruch und da-

mit zu katastrophalem Verschleiß füh-

ren. Daher versucht man diese Ver-

schleißform möglichst zu vermeiden

oder gering zu halten. Typische Ver-

schleißformen zeigt Bild 2.23: Der Ku-

gelgraphitguss neigt zu starker Kolk-

bildung. Im Vergleich zur Bearbeitung

eines mikrolegierten Edelbaustahls

49 Mn V S 3 BY und den beiden Guss-

sorten GGG-60 und GGG-70 konnte

trotz vergleichbarer Härte mit mehr als

Freiflächenverschleiß

VB

Kerbverschleiß

A

AKolkverschleiß

Schnitt A-A

KT = Kolktiefe

Kerbverschleißan der Nebenfreifläche

KT

Bild 2.21: Verschleißformen.

27

dreifacher Schnittgeschwindigkeit an

Stahl gearbeitet werden bei deutlich

geringerem Verschleiß. Wesentlich ist

aber auch, dass bei Stahl die Ver-

schleißform sehr viel unkritischer ist

[WINK83].

Setzt man ein Standzeitkriterium, z. B.

VB = 0,3 mm, an, kann die Standzeit be-

stimmt werden. Trägt man die Standzeit

über der wichtigsten Einflussgröße, über

der Schnittgeschwin digkeit vc auf, zeigt

sich in einem doppelt logarithmischen

Diagramm in sehr guter Näherung eine

Gerade (Taylor-Gerade). Bild 2.24 zeigt

solche Kurven für die oben beschriebe-

ne Bearbeitung an Guss und Stahl.

Die Geraden lassen sich analytisch be-

schreiben nach der Formel:

Darin ist vc [m/min] die Schnittge-

schwin digkeit, T [min] die Standzeit, 1/k

ist der Anstiegswert der Geraden (nega-

tiv, da fallend) und C [m/min] die theore-

tische Schnittgeschwindigkeit bei einer

Standzeit von 1 min. Für einige wichtige

Eisenwerkstoffe sind die Koeffizienten in

Tafel 2.2 angegeben, wobei hier das

Standzeitkriterium bei VB = 0.4 lag.

Die Standzeit und die Schnittge-

schwindigkeit lassen sich nach wirt-

schaftlichen Gesichtspunkten optimieren.

Optimierungskriterien können sein:

minimale Bearbeitungszeit,

minimale Stückkosten oder

minimale Periodenkosten.

800

μm

600

400

200

0 0 10 20 30 40 50 60 min 80

Schnittzeit t

Vers

chle

ißm

arke

nbre

ite V

B

vc = 160 m·min-1

vc = 400 m·min-1

vc = 315 m·min-1vc = 63 m·min-1

vc = 250 m·min-1

Schnitttiefe : ap = 2,5 mmVerschub : f = 0,25 mmSchneidstoff: doppelbeschichtetes HartmetallWerkstückstoff Schneidengeometrie

α γ λ ε κ rGGG-30 6° -6° -6° 90° 60° 0,8 mm49Mn VS 3 5° 6° 0° 90° 60° 0,8 mm

Bild 2.22: Verschleißfortschritt bei der Guss- und Stahlzerspanung.

49 Mn VS3 BY, t = 31,5 minv = 315 m·min-1

GGG-60, t = 25 minv = 100 m·min-1

GGG-70, t = 31,5 minv = 100 m · min-1

200 μm

200 μm

200 μm20 μ

m

200 μm

20 μ

m20

μm

Bild 2.23: Verschleißformen beim Drehen eines mikrolegierten Stahls und eines Kugelgraphitguss.

28

νc x T-1/k = C (2.18)

Die Stückzeit-, Stückkosten- oder Pe-

riodenkostenoptima ergeben sich aus ge-

genläufigen Zeit- oder Kostenanteilen

einerseits bezogen auf die Werkzeuge (mit

vc steigend) und andererseits bezogen auf

die Maschinenbelegung (mit vc fallend)

(Bild 2.25). Für die Stückkostenoptimie-

rung gilt:

Beispiel: Ein Einsatzstahl 16MnCr5

werde zerspant. Die Werkzeugwech-

selzeit eines automatisch gewechselten

Werkzeugs betrage twz = 10 s, die

Kosten je Schneide eines beschichteten

Hartmetallwerkzeugs betragen

100

min

40

25

16

10

6,3

4

2,5

1,6

1,016 25 40 63 100 160 m·min-1 630

Schnittgeschwindigkeit vc

Sta

ndze

it T

GGG-60

49 Mn VS 3

Schnittiefe : ap = 2,5 mmVorschub : f = 0,25 mmVerschleißkriterium : VB = 0,3 mmSchneidstoff : TiC-Al2O3 besch. HMWerk- Schneidengeometriestoff α γ λ ε κ rGuss 6° -6° -6° 90° 60° 0,8 mmStahl 5° 6° 0° 90° 60° 0,8 mm

GGG-70

Bild 2.24: Taylor-Geraden für das Drehen von Stahl und Gusseisen.

unbeschichtetes beschichtetes Oxidkeramik (Stahl)Taylor - Funktion Hartmetall Hartmetall Nitridkeramik (Guss)

vc = C • T1/k C [mmin] k C [m

min] k C [mmin] k

St 50 - 2 299 -3,85 385 -4,55 1210 -2,27

St 70 - 2 226 -4,55 306 -5,26 1040 -2,27

Ck 45 N 299 -3,85 385 -4,55 1210 -2,27

16 MnCrS 5 BG 478 -3,13 588 -3,57 1780 -2,13

20 MnCr 5 BG 478 -3,13 588 -3,57 1780 -2,13

42 CrMoS 4 V 177 -5,26 234 -6,25 830 -2,44

X 155 CrVMoV 5 1 G 110 -7,69 163 -8,33 570 -2,63

X 40 CrMoV 5 1 G 177 -5,26 234 -6,25 830 -2,44

GG - 30 97 -6,25 184 -6,25 2120 -2,50

GG - 40 53 -10,0 102 -10,0 1275 -2,78

Tabellenwerte gelten für ap = 1 mm, f = 1 mm, VB = 0,4 mm

Tafel 2.2: Koeffizienten der Taylor-Geraden.

29

νcKopt = C x [(-k-1) x (twz + Kwz /Kpl]1/k (2.19)

Kwz = 9 Euro, die Platzkosten

Kpl = 1,5 Euro/min. Dann ergibt sich mit

den Koeffizienten aus Tafel 2.2

vcKopt = 271 m/min.

Die Schnittgeschwindigkeit für eine

minimale Bearbeitungszeit vcTopt folgt

aus Gleichung (2.19) ohne Ansatz der

Kostenterme. Die Schnittgeschwindigkeit

für minimale Periodenkosten vcPopt liegt

zwischen vcTopt und vcKopt. Die minima-

len Periodenkosten ergeben sich aus ei-

ner Optimierung von Stückzeit und Stück-

kosten. Es bestehen folgende Reihungen

zwischen den nach unterschiedlichen

Kriterien optimierten Schnittgeschwin-

digkeiten:

Bei schwacher Konjunktur ist es

sinnvoll, die Schnittgeschwindigkeit

zu senken, um die Werkzeugkosten zu

minimieren, da die Maschine ohnehin

nicht voll genutzt wird. Andere Kos-

tenanteile, wie die Energiekosten ge-

hen damit auch zurück. Die so u. U.

steigenden Personalkosten müssen

allerdings beachtet werden.

2.6 SchneidstoffeSchneidstoffe bestimmen wesentlich

die Wirtschaftlichkeit einer spanen-

den Operation. Die Entwicklung der

Zerspantechnik ist daher unmittelbar

mit der Entwicklung der Schneidstof-

fe verknüpft. Bild 2.26 zeigt die Ent-

wicklung der Stundenschnittgeschwin -

digkeit, d. h. der Schnittgeschwindig-

keit, bei der ein Werkzeug aus dem je-

weiligen Schneidstoff über eine Stun-

de eingesetzt werden kann, seit Beginn

des 20-sten Jahrhunderts. Je Dekade

zeigt sich etwa eine Verdopplung der

möglichen Schnittgeschwindigkeit. Um

den Fortschritt vollständig einzu-

schätzen, ist noch zu berücksichtigen,

dass sich neben der Schnittge-

schwindigkeit auch die möglichen Vor-

schübe und Schnitttiefen erheblich

erhöht haben.

Die mechanischen, thermischen und

chemischen Beanspruchungen der

Schneidstoffe sind extrem. Daher sind

folgende Eigenschaften je nach Ein-

satzfall zu fordern:

• Härte für hohe Verschleißfestigkeit

(Freiflächenverschleiß),

• Zähigkeit für hohe Bruchfestigkeit

(Plattenbruch),

• Thermoschockwiderstand für Sta-

bilität bei unterbrochenem Schnitt,

• chemische Beständigkeit gegen-

über dem Werkstückstoff (Diffusion),

• chemische Beständigkeit gegen Oxi-

dation (Sauerstoff aus der Luft oder

aus dem Werkstoff).

Die wichtigsten Schneidstoffe sind in

Bild 2.27 den zwei grundlegenden

Eigenschaften, Härte/Verschleißfes-

tigkeit und Biegefestigkeit/Zähigkeit

zugeordnet. (Die Kennzeichnung der

Hartmetalle und der Schneidkeramik

entspricht der DIN ISO 513 aus

11.2005.)

Die Schnellarbeitsstähle sind Schneid-

stoffe auf Eisenbasis. Sie sind hochle-

gierte Werkzeugstähle, die ihre Ver-

schleißfestigkeit aus der martensiti-

schen Grundhärte und eingelagerten

Karbiden bei Legierungsgehalten bis

35 % beziehen. Da ein Hauptanwen-

dungsgebiet bei den Bohr- und Gewin-

deschneidwerkzeugen liegt, werden

ihre Eigenschaften dort behandelt.

Die Eigenschaften der Hartmetalle

folgen, wie auch die der Schnellarbeits -

tähle und der Werkstückstoffe, aus ih-

rer chemischen Zusammensetzung;

allerdings sind auch die Struktur, der

Gefügeaufbau und damit der Herstell-

prozess von Einfluss. Das hat dazu ge-

führt, dass eine Klassifizierung anders

als bei anderen metallischen Werk-

stoffen keinen expliziten Zusammen-

hang zur metallurgischen Zusammen-

vcKopt < vcTopt < vcPopt

Normalbeschäftigung max. Gewinn bei geringer Hochkonjunktur

(langfristig) Markttransparenz (kurzfristig) (Markt halten)

Stü

ckko

sten

K, K

M, K

WZ

vc KoptSchnittgeschwindigkeit vc

Stückkosten K

maschinen-gebundeneStückkosten KM

werkzeug-gebundeneStückkosten

KWZ

Bild 2.25: Fertigungskosten als Funktion der Schnittgeschwindigkeit.

30

setzung erkennen lässt. Vielmehr sieht

die Norm DIN ISO 513 nur Anwen-

dungsgruppen nach den zu zerspa-

nenden Werkstoffen vor. Die Werkstoffe

werden den Hauptanwendungsgrup-

pen zugeordnet:

Die Hauptanwendungsgruppen sind

weiter jeweils nach Anwendungs-

gruppen mit den Kennziffern 01 für hart

und verschleißfest (für hohe Schnitt-

geschwindigkeit, Schlichten) bis 40

bzw. 50 für zäh und biegefest (für hohe

Vorschübe, Schruppen) gegliedert.

Die Hersteller von Schneidstoffen ord-

nen ihre Sorten in eigener Zuständig-

keit in das Klassifizierungsschema ein,

womit nach der Norm keine Ver-

gleichbarkeit der Angaben unter-

schiedlicher Hersteller besteht. Die-

ser Zustand wird von Anwendern

durchaus beklagt. Die Norm kann je-

denfalls nur einen ersten Anhalt für die

Wahl eines Schneidstoffes bieten. Da

physikalisch oder technologisch mess-

bare Kennwerte nicht existieren, kann

selbst eine Sorte eines Herstellers in

den Eigenschaften variieren.

Zuordnungsangaben derZerspanunganwendungsgrup-pen können von Hersteller zuHersteller variieren; es gibt kei-ne verbindliche Klassifizierung.

Entscheidenden Fortschritt in der

Werkzeugentwicklung hat das Be-

schich ten gebracht. Durch das Aufbrin -

Entwicklungsjahr

1900 1920 1940 1960 1980 2000

1894 1904 1926 1938 1967 1990 2010

Stu

nden

schn

ittge

schw

indi

gkei

t vc6

0

1) GG-252) AISi-

Legierung

PKD2)

Si3N41)

PKB

HSS

beschichtete HartmetalleOxidkeramnikHM gesintertStellite

1600

m/mi

1000

400

160

63

25

10

4

mittlere Stundenschnitt-geschwindigkeit für dieBearbeitung eines Stahlsmit 600 N/mm2 Festigkeit

WZ-Stahl

Bild 2.26:Entwicklung von Schneidstoffen.

Bild 2.27: Eigenschaften der Schneidstoffe (schematisch).

Zähigkeit, Biegefestigkeit

Vers

chle

ißfe

stig

keit

PKD : Polykristalliner DiamantCBN : Kubisch kristall. BornitridCA : Keramik, Al2O3CM : Mischkeramik, Al2O3+TCCN : SiliziumnitridkeramikHT : CermetHC : Hartmetall, besch.HW : Hartmetall, WCHSS C : Schnellarbeitsstahl, besch.HSS : Schnellarbeitsstahl

PKD

CBN

CACM

CNHT

HC

HW

HSS C

HSS

31

• P: Stahl und Stahlguss, außer nicht-

rostende Sorten mit austenitischem

Gefüge,

• M: Nichtrostender Stahl, austeniti-

sches und austenitisch-ferritisches

Gefüge,

• K: Gusseisen mit Lamellengraphit

und Kugelgraphit, Temperguss,

• N: Nichteisenmetalle, Nichtmetalle,

• S: Speziallegierungen und Titan,

• H: Harte Werkstoffe.

gen von harten und verschleißfesten

Schichten auf ein zähes Substrat (auf

eine Unterlage) konnte eine bis dahin

metallurgisch vorgegebene Grenze –

entweder verschleißfest und wenig zäh

oder zäh und weniger verschleißfest –

überwunden werden.

Durch Beschichten derSchneidstoffe konnten wesentli-che Fortschritte erreicht werden.Durch die Schichten erhöht sichaber im Allgemeinen die Schneid-kantenrundung.

Durch Beschichtungen mit unter-

schiedlichen Materialien können positive

Eigenschaftskombinationen erreicht

werden. Gebräuchliche Schichtmate-

rialien sind mit ihren hauptsächlichen

Funktionen in Bild 2.28 eingetragen.

2.7 Werkstoffeinflussauf den Verschleiß

Die Zerspanbarkeit eines Werkstoffs

wird nach den Kriterien Werkzeugver-

schleiß, Zerspankräfte, Spanform und

Oberflächengüte (siehe Abschnitt 1.2)

beurteilt. Sie hängt von der Werkstoff-

zusammensetzung, der Schmelzenfüh -

rung, der Umformung und der Wärme-

behandlung ab (Bild 2.29) [VIER70,

WINK83]. Die Einflüsse auf den Ver-

schleiß werden am Beispiel untereu-

tektoider und niedriglegierter Kohlen-

stoffstähle erläutert.

Der wichtigste Begleiter des Stahls ist

Kohlenstoff. Der Kohlenstoff liegt im

Wesentlichen in gebundener Form im Ei-

senkarbid, dem Zementit (Fe3C) vor. Ze-

mentit mit einem C-Gehalt von 6,67 %

ist rhombisch kristallin und hat eine hohe

Härte von HV ≈ 1000. Ein weiterer

Grundbestandteil ist das α-Mischkristall,

das Ferrit, mit einem C-Gehalt von we-

niger als 0,02 %. Ferrit ist kubisch

raumzentriert und hat nur geringe Här-

te um HV ≈ 90. Das Eutektoid Perlit

(0,86 % C) ist ein feines Gemenge aus

Ferrit und Zementit. Untereutektoide

Stähle bestehen aus einer Mischung von

Ferrit und Perlit, übereutektoide aus Se-

kundärzementit und Perlit.

Die Menge an harten Bestandteilen

geben einen Hinweis auf die Verschleiß -

neigung der Stähle. Auch die Zerspan-

kräfte nehmen mit dem C-Gehalt zu. Al-

lerdings neigen Stähle mit geringen C-

Gehalten (< 0,02 %) wie z. B. Einsatz-

stähle im weichgeglühten Zustand zum

Kleben und zur Adhäsion, wodurch

ihre Zerspanbarkeit wieder verschlech-

tert ist.

Sauerstoff gelangt bei der Herstellung

in den Stahl. Er liegt ausschließlich in

Form oxidischer Einschlüsse, z. B. Man-

ganoxid, Siliziumoxide (Silikate) und Alu-

miniumoxid, vor. Alle Oxide haben ver-

schleißende Wirkung, besonders Alumi-

niumoxid.

HV VB KT Z Bi μ Tr Farbe

TiC 3000 + O + + + O grau

Al2O3 2100 O + O O O + transp.

TiN 2400 O O + + + + gold

TiCN 3000 + O + + O O grau

(TiAl)N 2800 + O O + O +

HV: Vickershärte Bi: Bindungsfähigkeit +: best geeignetVB: Freiflächenverschleiß μ: Reibwert O: geeignetKT: Kolkverschleiß Tr: TrennfunktionZ: Zähigkeit

Bild 2.28: Eigenschaften von Schichtstoffen.

Werkzeug- Zerspan- Spanform Oberflächen-verschleiß kräfte güte

Zerspanbarkeit von Werkstoffen

Werkstoff- Schmelzen- Umform- Wärme-zusammen- führung vorgang behandlung

setzung

Bild 2.29: Einflussgrößen und Beurteilungskriterien der Zerspanbarkeit.

32

Silizium verbindet sich mit Sauerstoff

und ergibt harte Silikateinschlüsse. Es

führt zu einer Steigerung der Ferritfestig-

keit und erhöht den Werkzeugverschleiß.

Schwefel besitzt nur geringe Lös-

lichkeit in Stahl und bildet stabile Sul-

fide. Seine Bindungsfreudigkeit ge-

genüber den Metallen nimmt in der Rei-

henfolge Nickel (Ni), Kobald (Co), Mo-

lybdän (Mo), Eisen (Fe), Chrom (Cr),

Mangan (Mn), Zirkonium (Zr), Titan (Ti)

zu. Welche Sulfide entstehen, richtet

sich daher nach den Legierungsbe-

standteilen des Stahls. Eisensulfid ist

unerwünscht, weil es einen niedrigen

Schmelzpunkt (1188 °C) hat und sich

an den Korngrenzen ablagert. Bei der

Warmumformung kann es so zu Rot-

bruch oder Heißbruch kommen. Durch

Mangan, das eine größere Affinität

zum Schwefel hat als Eisen, können

Mangansulfide (MnS) gebildet werden,

die einen höheren Schmelzpunkt als

FeS aufweisen und daher die Rot-

bruch- und Heißbruchgefahr beseitigen.

Mangansulfide wirken verschleißmin-

dernd.

Mangan bindet den Schwefel und

verhilft dem Stahl dadurch auch zu bes-

seren mechanischen Eigen schaf ten.

Bei einem Mangan/Schwefel-Verhältnis

größer als Mn/S = 1,7 wird der gesamte

Schwefel zu dem bei 1600 °C schmel-

zenden Mangansulfid oder zu anderen

manganhaltigen Sulfiden abgebunden.

Bei Fließspanbildung können Man-

gansulfide darüber hinaus eine Schutz-

und Schmierwirkung auf dem Schneid-

keil der Werkzeuge übernehmen.

Ein Phosphor-Gehalt bis zu 0,1 %

wirkt sich günstig auf die Zerspanbar-

keit dadurch aus, dass der Stahl ver-

sprödet wird und es damit zu günsti-

geren Spanformen kommt. Die Erhö-

hung der Härte kann jedoch die Werk-

zeugstandzeit mindern.

Die Zerspanbarkeit verschiedener

Schmiedestähle, die so behandelt wur-

den, dass sie nahezu gleiche Festigkeit

aufwiesen, wurde für das Drehen mit

TiC/Al2O3 beschichtetem P 10-Hart-

metall und das Bohren mit Schnellar-

beitsstahl-Spiralbohrern in den vier vorn

angegebenen Kriterien verglichen. Bild

2.30 zeigt die Ergebnisse in vereinfa-

chender Form. Die im Bild mit BY be-

zeichneten Stähle wurden aus der

Schmiedewärme gesteuert abgekühlt

(siehe auch Bild 2.32). Das Verfahren der

gesteuerten Abkühlung ausschei-

dungshärtender ferritisch-perlitischer

(AFP) Stähle – die Bezeichnung BY

entspricht nicht mehr der Europäischen

Norm – kann das bis dahin notwendi-

ge Vergüten geschmiedeter Bauteile

ersetzen [HERT90]. Neben dem Ein-

sparen der Energien und Kosten für das

Härten und Anlassen beim Vergüten so-

wie dem häufig notwendigen Richten

und spannungsarmglühen werden die

Herstellkosten durch geringeren Härte-

ausschuss, niedrigeren Prüf- und Hand-

lingsaufwand und durch verbesserte Zer-

spanbarkeit, wie Bild 2.30 zeigt, ent-

lastet.

Bild 2.31 zeigt eine Übersicht über die

Wirkung der Stahlzusammensetzung

auf den Werkzeugverschleiß bzw. die

Standzeit beim Fräsen.

Zers

panb

arke

itsc

hlec

htgu

t

Werkstückstoff Kräfte Verschleiß Spanform Oberfläche Beurteilung

Ck45 Hutchst BY

Ck45 mod BY

49 MnVS 3 BY

Ck 45 BY

49 MnVS 3 mod BY

Ck 45 N

Ck 35 V

Ck 45 V

CK 45 VS

37 Cr 4 V

sehr günstig ungünstig

Bild 2.30: Zerspanbarkeit verschiedener Schmiedestähle.1

1 BY-Behandlung oder auch P-Behand lung führt zu einem schmiedeperlitischen Gefüge. Eingesetzt werden

ausscheidungshärtende Stähle (AFP-Stähle). Die Bezeichnung BY entspricht nicht mehr europäischer Norm.

33

Über die Schmelzenführung werden

die nichtmetallischen Einschlüsse im

Stahl beeinflusst, die sich hauptsächlich

auf den Verschleiß und die Spanformung

auswirken. Durch die Zugabe von Des-

oxidationsmitteln wie z. B. Aluminium, Si-

lizium oder Mangan, die eine hohe Af-

finität zu Sauerstoff besitzen, wird die

starke Gasentwicklung während des Er-

starrens der Schmelze unterdrückt. Der

freiwerdende Sauerstoff wird als Oxid

gebunden. Aluminiumoxid und Silizi-

umoxid sind harte Einschlüsse und

nicht verformbar. Sie können verschlei-

ßend wirken. Der Verschleiß wird be-

sonders dann erhöht, wenn die oxydi-

schen Einschlüsse in größeren Mengen

oder in Zeilenform im Stahl vorliegen.

Vers

chle

ißm

arke

nbre

ite V

B

300

μm

240

180

120

60

0

Schnittzeit t = 10 minSchnittzeit t = 20 min

BY

BY BY

V

N

V

Ck

45 S

49 M

nVS

3

Ck

a5 M

oC

Ck

45

Ck

35

Ck

45

Ck

45

BY

Schnittgeschw. : vc = 125 m min-1

Schnittiefe : ap = 2,5 mmVorschub : f = 0,25 mmSchneidstoff : HM, P 10Schneidengeometrieα γ λ ε κ r5° 6° 0° 90° 60° 0,8mm

Bild 2.32: Einfluss von Werkstoffmodifikation und Wärmebehandlung auf den Verschleiß. 2

Leg.- Wir- Ursache, Bedingungelem. kung

C T� wenn Rm über C eingestellt wird

Si T� Ferritfestigkeit�,Silikate

Ni T� Zähigkeit steigt

Mn T� Bei Mn/S > 1,7 Bildung vonMangansulfid, Parallel-

S T� verschiebung derStandzeitgerade

Ca T� Bildung globularer nichtmetallischerEinschlüsse, Belagbildung

Te T� Bildung globularer nichtmetallischerEinflüsse

P T� Av nimmt ab

Leg.- Wir- Ursache, Bedingungelem. kung

Cr T�

Mo T� falls Carbide vorliegen

W T�

Pb T� Bildung weicher nichtmetallischerEinschlüsse

Bi T� Bildung weicher nichtmetallischerEinschlüsse

V T� Festigkeit steigt durch feineCarbid und Carbonitridausscheidung

Ti T�

HB T� Spanflächentemperatur steigt

Angenommen ist jeweils eine Zunahme des Legierungsgehalts bzw. der Härte.T = Werkzeugstandzeit

Bild 2.31: Legierungselemente und Werkzeugstandzeit.

34

Durch die Wärmebehandlung lässt

sich bei Stählen die Gefügeausbildung

weitgehend beeinflussen. Die nachfol-

gend aufgeführten Gefügebestandteile

beeinflussen den Verschleiß zuneh-

mend ungünstig:

Ferrit, Perlit mit eingeformtem Zemen-

tit, grober Perlit, feiner Perlit, Bainit, Mar-

tensit, Zementit.

Auch bei gleicher Festigkeit lässt

sich durch Grobkörnigkeit des Gefüges,

wie sie z. B. durch gesteuerte Abküh-

lung aus der Schmiedewärme erreicht

wird, eine deutliche Verringerung des

Verschleißes erzielen (Bild 2.32). Diese Be-

handlung haben die Werkstoffe erfahren,

die im Bild mit der inzwischen nicht

mehr gültigen Bezeichnung BY gekenn-

zeichnet sind. Als Ursache wird die gro-

be Kornstruktur des Gefüges angesehen.

2.8 SpanformungDie Spanform ist eins der vier Kriterien

der Zerspanbarkeit (s. Abschnitt 1.2).

Gerade bei automatisierten Prozessen

ist ein ungestörter Spanablauf wichtig,

um nicht dem Werker die inhaltsleere

und ermüdende Funktion der ständigen

Überwachung der gesicherten Span-

abfuhr zuzumessen und damit seine Bin-

dung an die Maschine und den Prozess

zu erzwingen. Das Problem der Span-

form stellt sich nicht bei Verfahren, die

prinzipbedingt mit unterbrochenem

Schnitt arbeiten (Fräsen, Kreissägen,

Schleifen). Bei kontinuierlichen Prozes-

sen, wie beim Drehen und Bohren,

kann die Spanformung gegenüber an-

deren Zerspanbarkeitskriterien domi-

nant sein, denn sie berührt entscheidend

die Prozesssicherheit. Die Spanform

kennzeichnet die nach dem Zerspan-

prozess vorliegende Form des Spanes.

Sie ist das abschließende Ergebnis der

Spanbildung und des Spanablaufs von

der Wirkstelle. Zur Quantifizierung der

Spanformung wurden Spanformklassen

und die Spanraumzahl eingeführt

(Bild 2.33).

Die Spanraumzahl RZ ist das Ver-

hältnis der Spanvolumenrate QSpan

(Schüttvolumenrate der Späne) zur

Volumenrate des abgespanten massi-

ven Werkstoffs (Zeitspanvolumen) QV:

Um günstige Spanformen zu errei-

chen, muss der Span in Stücke oder

Partikel zerlegt werden. Dies kann ge-

schehen durch

• primäre Spanformung oder

• sekundäre Spanformung.

Primäre Spanformung hängt allein

von der nicht kontinuierlichen Spanbil-

dung ab. Zu den zur primären Span-

formung neigenden Werkstoffen gehö-

ren spröde Werkstoffe, die nur ein ge-

ringes plastisches Verformungsvermö-

gen haben und daher während der

Spanbildung bereits reißen oder bre-

chen. Das Spanen erfolgt meist durch

Reißspanbildung.

Bei Scherspan- oder Fließspanbil-

dung muss eine sekundäre Spanfor-

mung nach der eigentlichen Spanbil-

dung erzwungen werden, so bei den

meisten Stahlwerkstoffen. Dazu wird der

Spanablauf beeinflusst, sodass die Spä-

ne an der Schnittfläche des Werkstücks

oder an der Freifläche des Werkzeugs

anlaufen (Bild 2.34) und dadurch auf-

gebogen werden und brechen.

Stahlwerkstoffe neigen im Allgemei-

nen zur Fließ- oder Scherspanbildung.

Allerdings hängt die Spanformung er-

heblich vom Gefüge des Werkstoffs

und auch von den Schnittbedingungen

ab. Bild 2.35 zeigt Spanformen einiger

Vergütungsstähle mit unterschiedli-

cher Zusammensetzung und unter-

schiedlicher Wärmebehandlung.

Die kontinuierlich aus der Schmie-

dewärme kontrolliert abgekühlten Stäh-

le Ck 45 weisen besonders günstige

Späne auf (Bild 2.36)

Bild 2.33: Spanformen (Stahl-Eisen-Prüfblatt 1178-90/ISO 3685).

Spanraumzahl Spanform- BeurteilungRZ klasse

Bandspäne 90 1

Wirrspäne 90 2

Flachwendel- 50 3späne

lange, zylindr. 50 4Wendelspäne

Wendelspan- 25 5stücke

Spiralspäne 8 6

Spiralspan- 8 7stücke

Bröckelspäne 3 8

ungü

nstig

gut

brau

chba

r

2 BY-Behandlung oder auch P-Behandlung führt zu einem schmiedeperlitischen Gefüge. Eingesetzt werden


RZ = QSpan / Qv (2.20)

35

Als Anhalt für den Einfluss der Legie-

rungsbestandteile im Stahl und der me-

chanischen Eigenschaften auf die Span-

formen dient Bild 2.37.

Starken Einfluss auf die Brüchigkeit des

Spanes hat der Vorschub. Je dicker der

Span, umso leichter bricht er. Umgekehrt

tritt häufig bei Schlichtoperationen, also

bei geringen Vorschüben ein Problem in

der Spanformung auf. Eine große Schnitt-

tiefe wirkt sich günstig (wenn auch meist

nicht so stark wie der Vorschub) auf die

Spanformung aus. Wie und wohin der

Span geleitet wird, hängt von der Plat-

tengeometrie auf der Spanfläche ab, die

herstellerspezifisch ist. Die Wende-

schneidplattenhersteller geben typische

Einsatzbereiche für ihre Platten an, wie

das in Bild 2.38 gezeigt ist (günstiger Ar-

beitsbereich im gestrichelten Feld).

Auch die übrigen Schnittbedingungen

bestimmen die Spanform. Bild 2.39 gibt

Anlaufen anSchnittfläche

Anlaufen anFreifläche

Anlaufen anWerkstück-oberfläche

Vorschubrichtung

Schnittgeschwindigkeit:vc= 200 m min -1

Schnittiefe:ap = 2,5 mm

Vorschub:f = 0,315 mm

Schneidengeometrie

α γ λ ε κ r

5° 6° 0° 90° 60° 0,8 mm

10 mm

Ck 35 V Ck 45 BY

HB30:217-229 HB30:223-229 HB30:223-225S: 0,03 % S: 0,035 % S: 0,035 %

Ck 45 VS Ck 45 N Ck 45 mod BY

HB30:212-229 HB30:207-229 HB30:223-229S: 0,035 % S: 0,035 % S: 0,056 %

Ck 45 BY Sonderd 49 Mn VS 3 BY 37 Cr 4 V

HB30:223-235 HB30:255-260 HB30:277-285S: 0,031 % S: 0,061 % S: 0,024 %

Ck 45 V

Bild 2.35: Vergleich von Spanformen. 3

3 BY-Behandlung oder auch P-Behandlung führt zu einem schmiedeperlitischen Gefüge. Eingesetzt werden


Bild 2.34: Wirkung der Spanleitung.

36

V

V

BY

BYKorngröße28 μm

Korngröße102 μm

Schmieden Härten

Anlassen

Schmieden

Zeit t Zeit t

Ac3Ac1

Ac3Ac1

Tem

p.

Tem

p.

chem. ZusammensetzungC Si Mn P S0,45 0,2 0,77 0,019 0,035

Zerspanbedingungen

Schnittgeschw. : vc = 200 m·min-1

Schnittiefe : ap = 2,5 mmVorschub : f = 0,315 mmSchneidstoff : TiC-Al2O3- besch.HM

α γ λ e κ rε5° 6° 0° 90° 60° 0,8 mm

10 mm

Ck 45 V

10 mm

Ck 45 BY

Bild 2.36: Gefüge und Spanform.

0 0,03 0,1 %S-Gehalt

1

8

10 20 %Bruchdehnung

0 0,85 %C-Gehalt

1

8

10 150 μmKorngröße

Spa

nfor

mkl

asse

Spa

nfor

mkl

asse

güns

tiger

güns

tiger

güns

tiger

güns

tiger

1

8

1

8

Bild 2.37: Werkstoffeinfluss und Spanform.

die Abhängigkeit der Spanformklassen

wieder.

2.9 Kühlschmierung

Werkzeuge verschleißen als Folge

mechanischer, thermischer und chemi -

scher Beanspruchungen. Durch Zu-

füh ren geeigneter Kühlschmierstoffe

lassen sich diese Beanspruchungen

mindern. Dies kann sich Verschleiß ver-

ringernd auswirken. Die Wärmeabfuhr

aus der Spanbildungszone kann zudem

den physikalischen Randzonenzustand

eines Werkstücks durch geringere Tem-

peraturen in der Randzone günstig be-

einflussen. Der Kraft- und Leistungs-

bedarf für den Zerspanprozess lässt sich

durch bessere Schmierung mindern

und durch Verringerung der Reibung

und Klebeneigung zwischen Werkzeug

und Werkstück lassen sich bessere

Werkstückoberflächen erzielen. Dies

sind günstige Effekte. Andererseits kön-

nen Kühlschmiersysteme erhebliche

Kosten verursachen, wobei zunehmend

Entsorgungskosten ins Gewicht fallen

(siehe auch Abschnitt 1.3). Kühl-

schmieren muss auch kritisch unter

Arbeitsplatz- und Umweltaspekten be-

trachtet werden. Kühlschmieren mit

Flüssigkeiten verbietet sich zudem für

Thermoschock empfindliche Schneid-

37

stoffe. Dies sind Keramiken insbeson-

dere auf Aluminiumoxid Basis und hoch-

harte Schneidstoffe auf Diamant und

Bornitrid Basis. Auch bei Verfahren mit

unterbrochenem Schnitt wie beim Frä-

sen führt ein Kühlmittelstrahl beim

Schneidenaustritt zu plötzlichem Ab-

kühlen, also zum Thermoschock. Das

Fräsen mit Hartmetall, insbesondere

mit CVD-beschichteten Wende-

schneidplatten, sollte daher trocken er-

folgen. Ausnahmen bildet das Fräsen

von Titan-Werkstoffen, von Nickelba-

sislegierungen und wenigen rostfreien

Stählen.

Die Anforderungen an Kühlschmier-

systeme lassen sich nach Haupt- und

Zusatzfunktionen gliedern. Hauptfunk-

tionen sind:

Kühlen:

Wärmeabfuhr aus dem Werkzeug, dem

Werkstück und der Maschine,

Schmieren:

Verringern der Reibung zwischen Werk-

zeug und Werkstoff und Minderung der

erforderlichen Kräfte und Leistungen,

Verringerung der Klebeneigung zwi-

schen Schneid- und Werkstoff.

Die Anforderungen an die beiden

Hauptfunktionen sind in hohem Maß

von den spanenden Bearbeitungsver-

fahren abhängig. Bild 2.40 gibt eine

schematische Übersicht, wobei im

Einzelfall weitere Kriterien wichtig sein

können.

Daneben können Kühlschmierstoffe

verschiedene Zusatzfunktionen über-

nehmen wie den Abtransport der Spä-

ne und den Oberflächenschutz der

Werkstücke.

Weitere Anforderungen an Kühl-

schmierstoffe sind

• Humanverträglichkeit,

• Unschädlichkeit gegen

Maschinenteile,

• Alterungsbeständigkeit und

• biologische Abbaubarkeit.

Die flüssigen Kühlschmierstoffe für

die Zerspanung lassen sich nach Bild

2.41 gliedern.

Wassergemischte Kühlschmierstof-

fe weisen wegen ihrer höheren Wär-

mekapazität, ihrer Wärmeleitfähigkeit

und ihrer Verdampfungswärme bessere

Kühlwirkungen auf als Mineralöle. Was-

sergemischte Kühlschmierstoffe kön-

Bild 2.38: Arbeitsbereich einer Platte (nach Sandvik).

ap

f

1

8

1

8

1

8

1

8

Spa

nfor

mkl

asse

Spa

nfor

mkl

asse

Spa

nfor

mkl

asse

Schnitttiefe ap-γ 0° +γSpanwinkel γ

Spa

nfor

mkl

asse

Vorschub f100 300 m·min-1 1000Schnittgeschwindigkeit vc

vc2

vc1

vc2 >

vc1

Bild 2.39: Schnittbedingungen und Spanform.

38

nen für fast alle Bearbeitungen an

Stahl, Gusseisen und Aluminiumle-

gierungen eingesetzt werden. Etwa

90 % der Fertigungsanlagen werden

mit wassergemischten Kühlschmier-

stoffen betrieben. In beiden Kategorien

können neben den Mineralölen auch

synthetische Flüssigkeiten verwendet

werden.

Folgende Kühlschmierkonzepte las-

sen sich unterscheiden:

• Überflutungskühlschmierung,

• Mindermengenkühlschmierung

(MMKS) und

• Trockenbearbeitung.

Die Überflutungskühlschmierung

ist durch die konventionelle Art der

Flüssig keitszufuhr gekennzeichnet. Im

Arbeits raum wird die Wirkstelle über eine

oder mehrere Düsen mit ausreichendem

Strom der Flüssigkeit überflutet. Bei

Innen bearbeitungen, so z. B. beim Boh-

ren, werden zunehmend auch Innenzu -

füh rungen von Kühlschmierflüssigkeit

eingesetzt.

Die Mindermengenkühlschmierung

(MMKS) arbeitet mit weit geringeren

Flüssigkeitsmengen als die konventio-

nelle Überflutungskühlschmierung, was

an sich schon angesichts der durchaus

kostenmäßig ins Gewicht fallenden

Aufwende von Vorteil ist (siehe Abschnitt

1.3). Gegenüber der konventionellen

Kühlschmierung ist allerdings die Kühl-

wirkung eher gering; denn es wird mit

einem Druckluft-Flüssigkeitsgemisch

gearbeitet, wobei der Flüssigkeitsanteil

bei 50 ml/h liegt. Somit besteht nur eine

geringe Möglichkeit, Wärme durch Wär-

meleitung in die Flüssigkeit abzuführen.

Wegen der geringen Flüssigkeitsmen-

ge ist auch die durch Verdampfen ab-

führbare Energie begrenzt. Die Wir-

kung der MMKS beruht folglich über-

wiegend auf Schmierung, d. h. dem He-

rabsetzen von Reibung und damit ge-

ringerer Wärmeentstehung während

des Spanens. Aus diesem Zusam-

menhang folgt, dass die MMKS dort be-

sonders wirksam ist, wo die Leis-

tungsumsetzung an der Wirkstelle hö-

herer Reibanteile aufweist.

Neben dem geringeren Flüssig-

keitsbedarf und den damit verbunde-

nen geringeren Aufwenden für die

Kühlschmiersysteme ist die ver-

schwindend geringe Kontamination

der Späne inte res sant. Es entfallen auf-

wendige Waschprozesse für Werk-

stücke und Späne. Allerdings müssen

besondere MMKS-Systeme beigestellt

werden. Sie unterscheiden sich durch

die Art der Gemischerzeugung

[WEIN99]. Funktional günstig sind die

Systeme, die in die Maschinen inte-

griert sind, z. B. in Bohr- oder Fräs-

spindeln.

Säg

en

Fla

chsc

hlei

fen

Run

dsc

hlei

fen

Dre

hen

Frä

sen

Bo

hren

Aut

om

aten

arb

eite

n

Tie

floch

bo

hren

Verz

ahne

n

Rei

ben

Gew

ind

esch

neid

en

Räu

men

Schwierigkeitsgrad der Bearbeitung

abnehmend zunehmend

Schnittgeschwindigkeit

hoch niedrig

erforderliche Schmierwirkung

niedrig hoch

erforderliche Kühlwirkung

hoch niedrig

Bild 2.40: Anforderungen spanender Verfahren an Kühlschmierstoffe.

39

Bild 2.41: Kühlschmierstoffe.

Kühlschmierstoffe

Nicht-wassergemischteKühlschmierstoffe

unlegierte Mineralöle

niedriglegierte (gefettete)Mineralöle

E. P. – legierteMineralöle

WassergemischteKühlschmierstoffe

Kühlschmieremulsionen

Kühlschmierlösungen

Trockenbearbeitung ist aus Kosten-

und Umweltgründen interessant, wo

nicht aus Gründen der Thermoschock-

Empfindlichkeit auf flüssige Kühl-

schmierstoffe verzichtet werden muss

(siehe oben). Probleme bei der Tro-

ckenbearbeitung können sich ergeben

durch

• hohe Temperaturen im Werkzeug

wegen geringer Wärmeabfuhr,

• thermisch bedingte Maß- und Form-

änderungen des Werkstücks,

• thermische bedingte Randzonenbe-

einflussungen am Werkstück und

• fehlende Möglichkeit des Späne-

trans portes von der Wirkstelle.

Diese Probleme sind weitgehend

verfahrensabhängig.

2.10 Nichteisenmetalle

Aluminiumlegierungen

Aluminium und seine Legierungen

haben eine Dichte in der Größenordnung

von 2,7 g/cm3. Hauptanwender von Alu-

minium sind daher die Industrien, deren

Produkte auf Gewichtsersparnis setzen.

Das sind in erster Linie Produkte für den

Fahrzeug- und Flugzeugbau mit mehr

als 40 % des Aluminiumverbrauchs. Es

folgen das Bauwesen mit ca. 18 %

und der Maschinenbau mit ca. 9 % des

Verbrauchs. Die Gewinnung von Pri-

märalu minium ist sehr energieintensiv –

1 t Hüttenaluminium erfordert einen

Verbrauch von 18000 kWh Elektro-

energie – danach ist Aluminium aber gut

recycelbar. Etwa 20 % des Aluminiums

werden durch Sekundäraluminium ge-

deckt.

Reinaluminium und weiche Alumini-

umlegierungen bereiten trotz ihrer ge-

ringen Festigkeit und damit geringer Zer-

spankräfte und -energien beim Spanen

durchaus Schwierigkeiten. Diese lie-

gen in der Spanbildung selbst begrün-

det. Es kommt zum Schmieren, zu

starker Aufbauschneidenbildung und

zu einer „Scheinspanbildung“, bei der

sich teigiges Material auf Grund von ört-

lichen Temperaturerhöhungen und Reib-

effekten seitlich aus den Kontaktzonen

Spanfläche/Span und Freifläche/Werk-

stückoberfläche herausdrückt und zu

Prozessstörungen führt. Wirrspäne und

stark beeinträchtigte Oberflächen am

Werkstück sind die Folgen. Solche

Werkstoffe sind für eine spanende Be-

arbeitung problematisch und sollten –

wenn nicht andere Gründe wie die Ver-

formbarkeit, die elektrische oder ther-

mische Leitfähigkeit oder die Korrosi-

onsfestigkeit dies fordern – vermieden

werden. Im Hinblick auf die Verwendung

im Fahrzeug- und Maschinenbau sind

Aluminiumknetlegierungen und Alumi-

niumgusslegierungen bedeutsam. Bei

Knetlegierungen steht die Umformbar-

keit im Vordergrund, bei Gusslegierun-

gen das Formfüllungsvermögen und

die Vergießbarkeit.

Die wichtigsten Legierungszusätze

von Aluminium sind Cu, Mg, Mn, Zn

und Si. Ihre Beimengungen bestimmen

die Festigkeit, wie Bild 2.42 zeigt.

Kupfer steigert die Festigkeit und ver-

bessert die Zerspanbarkeit. Mangan

fördert die Duktilität und Gießbarkeit, Si-

lizium verbessert den Korrosionswi-

derstand und die Gießbarkeit und

Magnesium wirkt festigkeitssteigernd

und erhöht die Korrosionsbeständigkeit.

Es wird zwischen aushärtbaren und

nichtaushärtbaren bzw. naturharten

Legierungen unterschieden. Bei letz-

teren wird eine Verfestigung über

Mischkristallbildung erreicht, bei aus-

härtbaren Legierungen geschieht dies

durch Ausscheidung vorher gelöster

Bestandteile. Aus Bild 2.42 ist zu er-

kennen, dass sich die Festigkeit durch

die Zusammensetzung in weiten Gren-

zen beeinflussen lässt.

AI AI AI AI AI AI AI99,5 Mg Mg5 Mg Mg Cu Zn

(Mn) (Mn) Si Zn Mg Mg(Cu) Cu

naturhart aushärtbar

Anwendung im Flugzeugbau

600N/mm2

400

200

0

max

. Zug

fest

igke

it R

m

Quelle: nach VAW 35/32426 © IFW

Bild 2.42: Festigkeit von Aluminiumknetlegierungen.

40

Wegen der gegenüber Stahl und

anderen Eisenwerkstoffen geringeren

Festigkeit lassen sich Aluminiumlegie-

rungen je nach Schneidstoff mit er-

heblich höheren Schnittgeschwindig-

keiten und Zeitspanvolumen zerspa-

nen. Als Schneid stoffe kommen in

Frage:

• Schnellarbeitsstahl,

• Hartmetalle,

• Diamantbeschichtete Schneiden,

• Polykristalliner Diamant.

In Dreh- oder Fräsprozessen lassen

sich mit Schnellarbeitsstahl Werkzeug

begrenzend Zeitspanvolumen von

2000 cm3/min erreichen, mit Hart-

metall 4000 cm3/min und mit Dia-

mant 1500 cm3/min. Die Schnittge-

schwindigkeiten liegen für die drei

Schneidstoffarten bei 400 m/min

(HSS), 1200 m/min (HW) und

1800 m/min (Dt).

Bei den hohen Schnittgeschwindig-

keiten, die aus Werkzeugsicht möglich

sind, ist zu fragen, ob bei gegebenen

Schnittkräften die an der Spindel zur

Verfügung stehende Leistung aus-

reicht; denn die Zerspanleistung ist, wie

vorn erläutert,

Bei Aluminiumzerspanungverfügbare Leistung an der Ar-beitsspindel beachten!

Zwar fallen mit der Schnittge-

schwindigkeit auch beim Spanen von

Aluminiumlegierungen die Kräfte deut-

lich ab (Bild 2.43), sie tun dies jedoch

unterproportional, sodass der leis-

tungssteigernde Einfluss der Ge-

schwindigkeit erheblich größer ist als

der mindernde Einfluss der Schnittkraft.

Legierungen mit übereutektischem

Siliziumgehalt (Eutektikum bei 12,5 %

Sili zium) werden auch als Kolben-

werkstoffe bezeichnet und für Motor-

komponenten (Block, Kopf) einge-

setzt. Si-Gehalte werden bis 24 % ge-

nutzt. Solche Werkstoffe wirken wegen

ihrer erhöhten Festigkeit und der Sili-

zium- und auch Al2O3-Einschlüsse

verschleißend auf die Schneiden der

Werkzeuge. Es werden Hartmetalle

eingesetzt. In kritischen Fällen haben

sich diamantbasierte Schneiden be-

währt.

Titanlegierungen

Die Festigkeit von Titanlegierungen ist

der von hochvergüteten Stählen ähn-

lich. Allerdings sind die übrigen physi-

kalischen Eigenschaften, die in die

Zerspan barkeit eingehen, stark unter-

schiedlich. Die Bruchdehnung, der E-

Modul und die Wärmeleitfähigkeit sind

gering. Die Dichte liegt bei 4,5 g/cm3.

Titan gehört damit zu den Leichtme-

tallen. Die Titanlegierungen werden

daher im Flugzeugbau und in anderen

Bereichen, wo eine geringe Dichte bei

guter Festigkeit gefordert ist, eingesetzt.

Titanlegierungen sind zudem gut bio-

verträglich und haben daher ein inte-

ressantes Anwendungsgebiet in der

Medizintechnik (biokompatible Im-

plantate, Hüftgelenke, Stents, Kniege-

lenke). Schließlich sind sie gegen ein

weites Spektrum von Stoffen korrosi-

onsbeständig, womit sie in der chemi-

schen Industrie Anwendung finden.

Titan und seine Legierungen werden

eingeteilt in

• Reintitan,

• α-Legierungen,

• (α+β)-Legierungen und

• β-Legierungen.

Das Spanen von Titan und Titanle-

gierungen ist schwierig. Hohe Härte, ge-

ringe Bruchdehnung, geringe Wärme-

leitfähigkeit und hohe Reaktivität im

höheren Temperaturbereich führen zu

hohen Zerspankräften, zu hohen Tem-

peraturen in der Spanbildungszone und

zur Neigung von Verschweißungen. Die

Folge ist hoher Verschleiß, die Neigung

zu Ratterschwingungen und das Ent-

stehen von physikalischen Randzo-

nenbeeinflussungen. Die hohe Reakti-

vität insbesondere dünner Späne und

Staubpartikel können zum Entzünden

und zur Verpuffung führen. Der geringe

Elastizitätsmodul steht für eine hohe

Nachgiebigkeit als Folge von Passiv-

kräften während des Spanens und da-

raus folgenden Maß- und Formabwei-

chungen und auch zum Aufbau von

selbsterregten Schwingungen.

Reintitan und α-Legierungen sind

am besten zerspanbar. Die Zerspan-

barkeit nimmt in der oben angeschrie-

benen Reihenfolge zu den β-Legierun-

gen hin ab. Die am häufigsten einge-

setzte Uni versalsorte ist die (a+β)-Le-

gierung Ti-6Al-4V. Allerdings können

Variationen der Zusammensetzung zu

sehr unterschiedlichen mechanischen

und auch technologischen Eigen schaf -

ten führen. In der Luft- und Raumfahrt

eingesetzte Bauteile werden häufig

geschmiedet. Die Schmiedehaut ist

sehr fest und wirkt stark verschleißend.

Sie wird in der Praxis auch als „Ele-

fantenhaut“ bezeichnet. Sie zu zer-

spanen stellt eine besondere Heraus-

forderung dar.

Titanlegierungen werden meist im lö-

sungsgeglühten oder ausgehärteten

Zustand bearbeitet. Die Härte liegt

dann zwischen 300 HB bis 440 HB,

was einem Festigkeitsbereich von

650 N/mm2 bis 1300 N/mm2 ent-

spricht. Daraus folgt offensichtlich eine

erhebliche Spanne in der Zerspan-

barkeit.

Schneidstoffe sollten eine hohe Ver-

schleißfestigkeit, ausreichenden Wi-

derstand gegen plastische Verformung

auch bei höheren Temperaturen

(Warmfestigkeit), geringe Diffusions-

neigung und hohe Zähigkeit aufweisen.

Pc = Fc x νc (2.21)

41

Die Schneidkeile sollten extrem scharf-

kantig ausgeprägt sein. Es wurden

spezielle feinkörnige Hartmetallsorten

für die Titanbearbeitung entwickelt. Ne-

ben dem scharfkantigen unbeschich-

teten Hartmetall werden PVD-be-

schichtete Sorten der Anwendungs-

gruppen P10 bis P30 und CVD-be-

schichtetes Hartmetall der Gruppen

P40, M30 und S30 eingesetzt mit in

der genannten Reihenfolge steigender

Zähigkeit, aber geringerer Verschleiß-

festigkeit. Wegen der starken Wär-

meentwicklung und der im Vergleich

zur Stahlbearbeitung erheblich gerin-

geren Wärmeabfuhr über Späne als

Folge der niedrigen Wärmeleitfähigkeit

ist auf gute Kühlschmierung auch bei

Fräsprozessen (anders als bei anderen

Werkstoffen) zu achten.

Titan zeigt eine starke Neigung zur

Kaltverfestigung auf Grund der gleich-

zeitigen hohen Festigkeit und Verform-

barkeit. Daraus folgt die Neigung zur

Randzonenbeeinflussung und zur Bil-

dung von hohen Eigenspannungen

nahe der Oberfläche. Selbst bei gerin-

gen Schnittgeschwindigkeiten kommt es

zu starker Lamellenspanbildung. Auch

besteht die Gefahr, dass sich Aufbau-

schneiden und Pressschweißungen am

Werkzeug und Werkstück bilden, ins-

besondere bei nicht scharfen Schneiden.

Folgende Empfehlungen lassen sich

grundsätzlich unabhängig vom Verfah-

ren geben:

• Scharfe, positive Schneidkeile mit

ausreichendem Freiwinkel,

• Steife Einspannung des Werkstücks,

geringe Systemnachgiebigkeit,

• Zeitspanvolumen eher über Schnitt-

tiefe und Vorschub als über Schnitt-

geschwindigkeit steigern,

• Optimierte Vorschübe (nicht zu groß,

um Kräfte zu begrenzen; nicht zu ge-

ring wegen starker Kaltverfestigung),

• Reichliche und geeignete (verfah-

rensabhängig) Zufuhr von Kühl-

schmierstoff,

• Gering verschlissene Schneiden ein-

setzen, um Wärmeentwicklung zu

begrenzen,

• Bedingungen mit gegen Null ten-

dierender Spanungsdicke wie beim

Gegenlauffräsen vermeiden.

• Fräsen auch mit flüssigen Kühl-

schmierstoffen.

Aus Sicht der zur Verfügung ste-

henden Maschinen ist zu beachten,

dass wegen der begrenzten Schnitt-

geschwindigkeit geringe Drehzahlen

auftreten können. Die Maschinen müs-

sen daher auf das notwendige Dreh-

moment und die Zerspankräfte aus-

gelegt sein. Im unteren Drehzahlbereich

kann die Leistung nicht ausreichend

sein!


Bea

rbei

tung

skra

ft F

Werkstoff: AIZn6MgCu1,5

Prozeß: Orthogonal-Einstechdrehenvc = variabelf = 0.1 mmb = 3 mm

Werkzeug: SNGN 120412HC K10 TiNαeff = 6°γeff = -6°εr = 90°κ = 90°

KSS: trocken

fvc

400

N

200

100

00 500 1000 1500 2000 m/min 3000

Vorschubkraft Ff

Schnittkraft Fc

Bild 2.43: Zerspankräfte und Schnittgeschwindigkeit.

42

Durch Drehen werden rotationssym-

metrische Formen erzeugt. Im Allge-

meinen rotiert das Werkstück, und das

Werkzeug führt die Vorschubbewegung

aus.

Das Zeitspanvolumen QV ergibt sich

(anders als beim Fräsen!) aus:

Die Zeitspanfläche ist (anders als

beim Fräsen!):

Je nach Vorschubrichtung unter-

scheidet man:

• Längsdrehen (Runddrehen), Vorschub

parallel zur Achse,

• Plandrehen (Querdrehen), Vorschub

quer zur Achse,

• Formdrehen, Vorschub in zwei Rich-

tungen (NC-) bahngesteuert,

• Profildrehen, Vorschub geradlinig,

Werkzeugschneide enthält das Profil

und

• Schraubdrehen, Vorschub mit Werk-

stückrotation gekoppelt.

Daneben kann auf Spezialmaschinen

unrund gedreht werden. Produktions-

Drehmaschinen werden in der Regel nu-

merisch gesteuert. Sie sind mit Werk-

zeugspeichern und Werkzeughandha-

bungssystemen ausgerüstet. Diese sind

häufig Revolverköpfe. Durch zusätzliche

Werkzeugmagazine kann die Zahl der

automatisch einzuwechselnden Werk-

zeuge erhöht werden. Die das Werk-

stück tragende Spindel kann horizontal

oder vertikal angeordnet sein.

Die Revolverköpfe können je nach

Bauart mit rotierenden Werkzeugen

zum Bohren und Fräsen ausgerüstet

werden (Verfahrenskombination, siehe

Abschnitt 1.4). Für einen automati-

schen Werkstückwechsel werden Werk-

stückspeicher eingesetzt, die einen Be-

trieb über Pausen hinweg oder in un-

bemannten Schichten gestatten. Wie

vorn erwähnt gibt es einen Trend zur

Komplettbearbeitung. Durch Kombina-

tion verschiedener spanender Verfahren

und auch spanender mit anderen Fer-

tigungsverfahren wie Schweißen oder

Härten wird dieser Trend unterstützt. Ob

Kombinationsmaschinen wirtschaftlich

arbeiten, muss im Einzelfall untersucht

werden. Weitere Automatisierungs-

komponenten sind Maschinen, eigene

Messvorrichtungen, Maschinen- und

Werkzeugüberwachungssysteme.

Maschinen mit vertikal hängenden

Spindeln können in „pick-up“-An ord -

nung ausgeführt sein, wobei sich die

Werkstückspeicherung besonders güns-

tig realisieren lässt. Umgeformte Teile

werden häufig in Futtern gespannt, in

Dreibackenfuttern bei zylindrischen

Spannflächen oder Zweibacken- oder

Sonderspannfuttern bei profilierten

Spannflächen. Lange Teile werden zwi-

schen Futter oder Stirnmitnehmer und

Reitstockspitze gespannt.

Drehmaschinen sind gekennzeich-

net durch

• Spindelanordnung

(horizontal/vertikal),

• Antriebsleistung,

• maximale Drehzahl,

• Drehdurchmesser bzw. Spitzenhö-

he und

• maximale Drehlänge oder Spitzen-

weite.

Bei Horizontaldrehmaschinen wird

zwischen Kurzdrehmaschinen für Fut-

terteile und Spitzendrehmaschinen, auf

denen zwischen Spitzen gearbeitet

werden kann, unterschieden. Übliche

Antriebsleistungen bei mittleren Dreh-

maschinen liegen zwischen 25 kW und

50 kW, maximale Drehzahlen sind vom

Drehdurchmesser abhängig, bei Durch-

messern von 450 mm werden maximale

Drehzahlen von 6300 m/min vorgese-

hen. Meist begrenzen die Futter (Flieh-

kraftwirkung mindert die Spannkraft!)

oder Unwuchten von Formteilen die ma-

ximal erreichbaren Drehzahlen.

3.2 Werkzeuge

zum DrehenFür Winkel am Drehwerkzeug gilt, was

in Abschnitt 2.1 ausgeführt wurde.

Beim Schruppen werden die Werkzeu-

ge mit hohen Kräften belastet. Die um-

gesetzte Leistung und damit auch die

entstehende Wärme und die Tempera-

turen sind groß. Danach muss der

Schneidkeil des Werkzeugs ausgelegt

werden. Um die mechanische Belastung

des Schneidkeils zu verringern, wird mit

Einstellwinkeln κ < 90° gearbeitet. Bei

schweren Schruppschnitten werden

Winkel bis herunter zu κ = 45° gewählt.

Geringe Einstellwinkel empfehlen sich

auch beim Überdrehen von rauer oder

aufgehärteter Außenhaut oder beim

Schruppdrehen im unterbrochenen

Schnitt. Hier haben sich auch runde

Schneidplatten bewährt. Wesentlich ist,

3. Drehen

3.1 Verfahrensarten, Kenngrößen, Maschinen

QV = ap x f x νc (3.1)

QA = f x νc (3.2)

43

dass die Belastung im Eingriff über

eine längere Schneide verteilt wird und

dass die Schneidenecke nicht in der rau-

en oder aufgehärteten Schicht spant

oder stoßartig in Eingriff kommt. Eine zu

große Eingriffslänge der Schneide ver-

größert allerdings die Ratterneigung,

d. h. das Auftreten von selbsterregten

Schwingungen, die zum Werkzeug-

bruch führen können. Auch wird die

Werkstückoberfläche durch Schwin-

gungen mit großen Amplituden unzu-

lässig beeinträchtigt.

Um die thermische Beanspruchung in

Grenzen zu halten, sollte der Ecken-

winkel ε groß sein; denn dadurch wird

der Raumwinkel vergrößert, durch den

die Wärme aus der thermisch hochbe-

lasteten Spitze des Schneidkeils abflie-

ßen kann

.

Schruppen: Keil- und Ecken-winkel (β und ε ) groß wählen.

Allerdings wird, wie vorn erläutert,

durch eine Verringerung des Einstell-

winkels die spezifische Schnittkraft ver-

größert. Folglich wird bei gleichem Spa-

nungsquerschnitt, also bei gleichem

Vorschub und gleicher Zustellung der

Leistungsbedarf mit abnehmendem

Einstellwinkel κ erhöht (Bild 3.1).

Drehwerkzeuge werden in drei Arten

ausgeführt:

• als Vollstahlwerkzeuge oder

Drehlinge,

• als gelötete Drehwerkzeuge und

• als Klemmwerkzeuge.

Vollstahlwerkzeuge oder Drehlinge

werden meist aus Schnellarbeitsstahl

hergestellt. Die aktive Schneidkante wird

durch Anschleifen erzeugt. Daher wird

diese Art Werkzeuge häufig als Profil-

drehmeißel eingesetzt, vorzugsweise in

der Automatendreherei oder als Werk-

zeuge mit sehr geringen Abmessun-

gen, die eine andere Befestigungsart er-

schweren oder unmöglich machen. Im

letzteren Fall findet man auch Vollhart-

metallwerkzeuge.

In gelöteten Drehwerkzeugen wer-

den Schneidplatten meist aus Hartme-

tall, in einigen Fällen auch aus Schnell-

arbeitsstahl auf einen Stahlschaft (Schaft-

querschnitte nach DIN 770 - 2) aufgelö-

tet. Sie müssen nach dem Löten ange-

schliffen und nach Verschleiß nachge-

schliffen werden mit den Nachteilen der

langen Werkzeugwechselzeiten und der

wiederholten Positionierung im Arbeits-

raum der Maschine. Gelötete Werkzeu-

ge werden nur noch als Sonderwerk-

zeuge verwendet.

Klemmwerkzeuge werden heute weit-

aus am häufigsten eingesetzt. Sie be-

stehen aus einem Schaftteil oder Halter,

der der Positionierung des Werkzeugs im

Arbeitsraum der Maschine und der Kraft-

übertragung dient, und dem eigentlichen

Schneidenteil, der als Wendeschneid-

platte, auch Klemmplatte genannt, aus-

geführt wird. Daraus ergeben sich we-

nigstens zwei Schnittstellen, eine zwi-

schen Schaftteil und Werkzeugaufnahme

der Maschine und die andere zwischen

Schaftteil und Wendeschneidplatte. Bild

3.2 zeigt den Aufbau eines Klemmhalters

nach DIN 4983. Das Bild gibt nur einen

Auszug aus den standardisierten Vari-

anten wieder, worin die stofflichen Vari-

anten noch nicht enthalten sind. Daraus

folgt bereits eine kaum überschaubare

Vielfalt. Im Sinne einer ökonomischen Vor-

ratshaltung besteht eine wichtige Aufgabe

darin, eine für einen Betrieb optimale Aus-

wahl zu treffen (Bild 3.3). Mehrbereichs-

Schneidstoffsorten und Halter und Plat-

tenformen, die für ein breites Anwen-

dungs spektrum einsetzbar sind, sind

im Allgemeinen auf einen engen Anwen -

dungsfall fokussierten Werkzeugen vor-

zuziehen.

Lagerhaltung von Haltern undSchneidplatten begrenzen.

Die Klemmung der Platten kann sehr

unterschiedlich ausgeführt werden, wie

Bild 3.4 zeigt. Es lassen sich grundsätz-

lich Klemmsysteme mit Spannpratzen für

Platten ohne Loch und Klemmsysteme

für Platten mit Loch, die über Kniehebel,

direkt über Spannschraube oder über Ex-

zenterschraube gespannt werden, un-

terscheiden.

Bild 3.1: Leistungsbedarf und Einstellwinkel.

44

Die Bauarten sind meist patentrecht-

lich geschützt und in der Regel nicht

kompatibel.

Für die Wahl eines Systems ist von Be-

deutung:

• sicherer, steifer Plattensitz (beim

Schruppen),

• günstige Krafteinleitung in den Halter

(beim Schruppen),

• einfache Handhabung,

• Automatisierbarkeit des Halterwech-

sels, wo vorgesehen,

• wenig lose Teile,

• Einsatz von Spanleitstufen, falls erfor-

derlich,

• freier, ungehinderter Spanabfluss und

• geringe Lageabweichungen beim

Wechseln (beim Schlichten).

Die Formen der Wendeschneidplat-

ten und des Halters sind für den An-

wendungsfall wesentlich. Sie müssen

nach der Werkstückkontur bzw. nach

der Werkzeugbahn ausgewählt werden

(Bild 3.5).

Das Bild zeigt einen allgemeinen Über-

blick der Einsatzgebiete der Wende-

schneidplatten. Die quadratische Platte

ist für schwere Zerspanung geeignet. Bei

unterbrochenem Schnitt oder beim Ab-

spanen von stark schleißenden Rand-

zonen und Krusten, wie sie vor allem bei

im Sand gegossenen Rohteilen auftreten,

SDLBR 3225 N 16Beispiel für DIN 4983, 07.2004

b

lN Halterlänge l (160 mm)

16 Schneidelänge ls (16 mm)

S Art der Befestigung (durch Schraube)

D Form der Platte (rhombisch, 50∞)

B Normalfreiwinkel (5∞)

25 Schaftbreite b (25 mm)

32 Höhe der Schneidenecke h (32 mm)

R Schneidrichtung (rechts)

L Form des Halters (Seiten- und Endeinstellwinkel)

ls

h

Bild 3.2: Drehklemmhalter, Kennzeichnung nach DIN 4983.

Bild 3.3: Kennzeichnung von Klemmhaltern (Auszug aus DIN 4983, 07.2004).

h2h1

bl1

Merkmal Beispiel Kennbuchstaben/-zahlenBild 3.2

Art derBefestigung S

Form der S quadratisch V rhombisch 35° R rundWende- D rhombisch 50° T dreieckschneideplatte D C rhombisch 80° W sechseckig (trigon)

A B C D

Form derKlemmhalter κr = 90° κr = 75° κr = 90° κr = 45°

L E G H L κr = 95°

κr = 60° κr = 90° κr = 107,5° κr = 95°

Normal-Freiwinkel B B = 5°, C = 7°, E = 20°, N = 0°

Schneid- R rechtsschneidendrichtung R L linksschneidend

N neutral (beiseitig)

Höhe derSchneiden- 32ecke

Schaftbreite 25 in mm

Länge N A: 32, D: 60, F: 80, H: 100K: 125, N: 160, R: 200, T: 300in mm

Größe derWende- 16 Schneidenlänge/Durchmesser (rund) in mmschneidplatte

45

können zudem runde Platten hilfreich

sein. Platten mit Eckenwinkel kleiner als

90° oder 80° sind für Längs-, Plan- und

Formdrehoperationen einsetzbar und

ermöglichen so eine Begrenzung der

Platten- und Haltervielfalt. Allerdings sind

sie bei schweren Schnitten weniger ro-

bust. Die rhombische Platte mit einem

Eckenwinkel von 80° wird häufig ver-

wendet. Sie stellt einen guten Kompro-

miss zwischen Robustheit und vielfältiger

Verwendbarkeit für unterschiedliche geo-

metrische Bearbeitungsvarianten dar.

Die Höhe der Schneidenecke bestimmt

die mögliche Schafthöhe. Um biegesteife

Einspannbedingungen zu haben, wird

eine möglichst große Schafthöhe emp-

fohlen. Die Werkzeuglänge wird man so

gering, wie es die Anwendung erlaubt,

wählen.

Außendrehen: Schaftquer-schnitt so groß wie möglich wäh-len.

Innendrehen: Einstellwinkelnahe 90°.

Halterauskragung so geringwie möglich einstellen.

Als Faustregel für die zulässige

Schnittbreite b (s. a. Abschnitt 2) können

die in Bild 3.5 aufgeführten Maximal-

werte gelten. Der Schneideckenradius

rε wird für Schrupp- und Schlichtope-

rationen unterschiedlich gewählt; beim

Schruppen kommt es auf Robustheit

und Bruchfestigkeit an (s. a. Abschnitt 2).

Der Eckenradius wird möglichst groß ge-

wählt. Als praktische Regel gilt, den

Eckenradius etwa doppelt so groß wie

den Vorschub einzustellen. Beim

Schlichten ist die Oberflächengüte ge-

fragt (s. a. Abschnitt 2). Der Eckenradi-

us bildet sich unmittelbar auf der Ober-

fläche des Werkstücks ab. Wie vorn an-

gegeben, kann die theoretische Rautiefe

aus dem Eckenradius und dem Vor-

Klemmhalter Klemmhalter Klemmhalter Klemmhaltermit Spannpratze mit Winkelhebel mit Schrauben- mit Exzenter-

klemmung schraube

Bild 3.4: Klemmsysteme.

R S C W T D V

Eckenwinkel 90∞ 80∞ 80∞ 60∞ 55∞ 35∞

Bedingung(Kriterium)

bmax 0,4 d 2/3 l 2/3 l 1/4 l 1/2 l 1/2 l 1/4 l

Schruppem + + +(Festigkeit)

Schruppen-Schlichten(Schneidzahl) + + + +

Schlichten(Schneidenzahl) + + +

Längs-/Querdrehen(Vorschubrichtung) + + +

Profildrehen(Zugänglickeit) + + +

Hartdrehen + +

unterbrochenerSchnitt + +

+ best geeignet geeignet

llll

lld

Bild 3.5: Wahl der Plattenform.

46

schub errechnet werden. Da Schwin-

gungen, Werkstoffunregelmäßigkeiten

und Verschleißwirkungen zusätzliche

Rauheitsanteile erzeugen, ist mit der For-

mel (2.16) nur eine untere Grenze für die

Rauheit angeschrieben. Als praktische

Regel gilt, den Vorschub nicht größer als

1/3 des Eckenradius zu wählen.

Vorschub kleiner als 1/3 desEckenradius.

Zusammenfassend als ein Bild der Ori-

entierung für die Wahl von Vorschub f und

Schnitttiefe ap gilt Bild 3.6.

Für automatischen Werkzeugwechsel

sind Schaftwerkzeuge wie vorn ge-

zeigt, kaum geeignet. Daher wurden ver-

schiedene Halter entwickelt, die eine

Speicherung der montierten Werkzeu-

ge und Halter in Werkzeugspeichern und

automatisches Einwechseln erlauben.

Häufig werden Schaftdrehwerkzeuge in

einem automatisch einwechselbaren

Halter gespannt. Damit entsteht eine

weitere Schnittstelle zwischen Schaft

und Halter, die während des automati-

schen Betriebs nicht getrennt wird.

Wendeschneidplatten können auch di-

rekt in einem automatisch wechselba-

ren Halter gespannt werden. Eine Aus-

führungsform mit Hohlschaftkegel nach

DIN 69893-1 zeigt Bild 3.7. Der Hohl-

schaftkegel wurde speziell für das Hoch-

geschwindigkeitsspanen entwickelt. Er

Arbeitsbereiche:

A: Feinschleifenf = 0,05 - 0,15ap = 0,25 - 2,0

B: Schlichtenf = 0,1 - 0,3ap = 0,5 - 2,0

C: Schrupp-Schlichtenf = 0,2 - 0,5ap = 2,0 - 4,0

D: Schruppenf = 0,4 - 1,0ap = 4,0 -10,0

E: Schweres Schruppenf 1,0ap = 6,0 -20,0

F: Extremes Schruppenf 0,7ap = 8,0 -20,0

0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 mm

20mm10

8

6

4

2

Quelle: nach Sandvik

B

C

D

E

F

A

ap

f

Bild 3.6: Arbeitsbereiche von Wendeschneidplatten (nach Sandvik/Coromant).

Werkzeugeinsatz Greifnut Plananlage

Mitnehmernuten

Zugelement

Hohlschaftkegel

Bild 3.7: Werkzeughalter für automatischen Wechsel (nach DIN 69893 -1).

47

zeichnet sich neben der Zentrierfunkti-

on eines Kegels durch eine Plananlage

aus. Andere proprietäre Halter aus Her-

stellernormen sind verbreitet. Dazu ge-

hört das Capto-Sytem (Bild 3.8). „Capto“

ist ein Werkzeugspannsystem von Sand-

vik, welches ursprünglich für Drehma-

schinen zur Steigerung der Wechsel-

genauigkeit und Stabilität entwickelt

wurde. Das System hat einen polygon-

förmigen Kegel ebenfalls mit Plananla-

ge. Durch den speziellen Kegel muss für

ein breites Anwendungsspektrum auf

Herstellerrohlinge zurückgegriffen wer-

den. Das System wird inzwischen für ein

breites Spektrum von spanenden Ver-

fahren und in Lizenz von verschiedenen

Herstellern angeboten.

Die Wahl des Haltersystems ist von

großer wirtschaftlicher Tragweite; denn

für einen Betrieb kann damit insgesamt

eine erhebliche Investition verbunden

sein. Um schnelles Umrüsten, geringe

Lagerhaltung und einheitliche Vorein-

stelleinrichtungen zu gewährleisten, wird

man möglichst ein einheitliches System

wählen, das für eine große Bandbreite

von Maschinen und Werkzeugtypen

geeignet ist. Daher sollten folgende

Kriterien bei der Wahl beachtet und auf

Gewicht geprüft werden:

• Steife und sichere Kraft- und Mo-

mentenübertragung,

• Hohe Positioniergenauigkeit

der Schneiden,

• Verwendbarkeit für alle Operatio-

nen (rotierend und stationär)

und Maschinen,

• Schnelle Austauschbarkeit,

• Begrenztes Investment,

• Möglichkeit der Werkzeugkodierung,

• Gute Erweiterbarkeit und

• Möglichkeit innerer Kühlschmier-

stoffzufuhr.

Eine Prüfung auf Wirtschaftlichkeit

von Haltersystemen ist unerlässlich

wegen des hohen Investments. Mo-

dulare Werkzeugsysteme sind meist

doppelt so aufwendig wie konventio-

nelle Werkzeuge. Daher müssen die

über verkürzte Rüstzeiten, schnellere

Werkzeugwechsel während eines Ar-

beitsvorgangs, häufigerer Werkzeug-

umschlag und geringere Werkzeugla-

gerhaltung eingespielten Vorteile sorg-

fältig gegenüber den wirtschaftlichen

Lasten abgewogen werden. Dazu kön-

nen Werkzeugverwaltungssysteme wir-

kungsvolle Hilfestellung leisten, wie

sie von verschiedenen Werkzeugher-

stellern und Softwarehäusern ange-

boten werden.

3.3 Kräfte und Leis-

tung beim DrehenIn Abschnitt 2.3 sind die Grundlagen

der Kraft- und Leistungsberechnung

dargestellt. Für die Zuordnung einer

Bearbeitungsaufgabe beim Drehen ist

der Leistungsbedarf der Maschine (Be-

rücksichtigung eines Wirkungsgrads

von 80 %) Pm für die Schruppphase

von Interesse; denn es muss geprüft

werden, ob das Leistungsangebot der

vorgesehenen Maschine ausreicht. Für

die Schruppbearbeitung von Stahl kann

sehr überschlägig mit folgender Bezie-

hung gearbeitet werden:

Beispiel: Schruppen eines Lagersit-

zes mit einem Aufmaß von a p = 4 mm

und einem Vorschub von f = 0,5 mm bei

einer Schnittgeschwindigkeit von

vc = 200 m/min ergibt ein Zeitspanvo-

lumen von QV = 400 cm3/min und da-

mit eine erforderliche Maschinenleistung

von Pm = 20 kW.

Beim Schlichten versucht die Pas-

sivkraft Fp die Schneide von der vorge-

gebenen Vorschubbahn abzudrängen

und kann damit besonders bei schlan-

ken, wenig steifen Werkstücken Maß-

und Formfehler hervorrufen. Die Pas-

sivkraft ist weitgehend linear vom Ecken-

radius rε des Drehmeißels und weniger

stark vom Vorschub abhängig. Sie ist für

Stahl überschlägig:

In dieser Faustformel sind die mittlere

Festigkeit von Stahl und ein Einstellwin-

kel nahe 90° berücksichtigt. Die Schnitt-

kraft ist in der Regel um den Faktor 3 bis

4 größer und verursacht damit auch eine

entsprechend größere Durchbiegung

des Werkstücks. Sie wirkt aber tangen-

tial an der Wirkstelle und erzeugt damit

Pm [kW] = QV /20 (3.3)

Fp [N] = 100 x rε [mm] x f [mm] /2 (3.4)

[ ]cm3

min

Bild 3.8: Capto-Halter (nach Sandvik).

48

einen Fehler zweiter Ordnung (Cosinus-

fehler), der für die Maß- und Formab-

weichung weit weniger ins Gewicht fällt.

Beispiel: Schlichten einer dünnen Wel-

le mit folgenden Einstellungen:

f = 0,2 mm, rε = 0,8 mm ergibt eine Pas-

sivkraft von Fp = 28 N. Eine Welle von

20 mm Durchmesser und einer Länge

von 250 mm würde dadurch eine maxi-

male Durchbiegung von 5.0 μm erfahren,

was einer Durchmesser-Abweichung

von 10.0 μm entspricht.

3.4 WerkzeugführungDie moderne NC-Technik bietet vie-

le Möglichkeiten, Werkzeugbahnen

beim Drehen so auszulegen, dass ein

ungestörter Bearbeitungsablauf und

gute Standzeiten der Werkzeuge er-

reicht werden. Besonderes Augen-

merk sollte beim Überdrehen von

Schmiedeteilen oder anderen Um-

formteilen darauf gelegt werden, dass

raue und/oder aufgehärtete Krusten so

bearbeitet werden, dass die Schneiden

geschont werden. Dazu können die

Rohteile zweckmäßig angefast werden.

Bild 3.9 zeigt dafür Beispiele. Durch An-

fasen werden die unvermeidbaren Lauf-

fehler eines Rohteils an den Kanten be-

seitigt. Dies kann außen und innen not-

wendig sein. Das Anfasen kann in den

Außen- oder Innendrehprozess inte-

griert werden – allerdings mit dem

Nachteil, dass die Wendeschneidplat-

te, zwar tunlichst an anderer Stelle als

beim Über- oder Ausdrehen, erheblich

belastet wird. Oder, wenn ausreichend

Werkzeugspeicherplatz gegeben ist,

können zusätzliche Werkzeuge einge-

setzt werden, die das Anfasen über-

nehmen. Dazu können auch „ver-

brauchte“ Wendeschneidplatten Ver-

wendung finden.

Beim Überdrehen von Schultern

kann es beim Auslauf zu unerwünsch-

ter Ringbildung kommen, die zu erheb -

lichen Prozessstörungen führt. Dies

lässt sich durch rückwärtiges Anfasen

wirkungsvoll unterbinden (Bild 3.10,

links). Gratbildung kann ebenfalls durch

geeignete Bahnführung des Werk-

zeugs vermieden werden, wie Bild

3.10 rechts zeigt.

In Bild 3.11 sind einige Empfehlungen

enthalten, die die Standzeiten der Werk-

zeuge erhöhen können. Beim Plandre-

hen kann es wegen eines freieren Span-

flusses vorteilhaft sein, von innen nach

außen zu drehen (Teilbild a). Im Teilbild

b wird die für den Stofffluss beim

Schmieden günstige oder notwendige

Schräge an der Schulter mit einer ro-

busten Wendeschneidplatte ausge-

räumt um anschließend mit einer rhom-

bischen Platte (W oder D) fertigbearbeitet

Bild 3.9: Anfasen von Rohteilen.

49

vermeiden eines Ringesdurch Rückhub

vermeiden von Grat durchSchnittaufteilung

Bild 3.10: Vermeiden von Ringbildung (links) und Grat (rechts).

zu werden. Im Teilbild c folgt das Werk-

zeug der Kontur des Schmiedeteils an

den Aushebeschrägen. Beim Ausdrehen

von Bohrungen kann sich eine vom Fut-

ter abgewandte Vorschubrichtung (rück-

wärts fahrend) empfehlen, damit ab-

laufende Späne die erzeugte Oberfläche

im Innern der Bohrung nicht beschädi-

gen (Teilbild d). Zum Schruppdrehen soll-

ten stabile, kräftige Wendeschneidplat-

ten eingesetzt werden. Das setzt voraus,

dass Einstiche und Nuten mit separaten

Werkzeugen erzeugt werden (Teilbild e).

3.5 Hochgeschwindig-

keitsdrehen (HSC)Das Hochgeschwindigkeitsspanen

HSC (high speed cutting) wurde mög-

lich, nachdem Schneidstoffe entwickelt

waren, die die bei hohen Geschwin -

Schnittkraft FcVorschubkraft Ff

Wiederholungen: 5absolute maximaleStandarabweichung: 23,44 Nrelative maximaleStandardabweichung: 2,33 %

Näherungsfunktion:

Fc (vc)=Fc + Fcvar e

Verfahren: Werkstoff: Ck 45 N Schneidstoff: WerkzeuggeometrieOrthogonal- Spanungsbreite: b = 3 mm HC P30-P40 SNGN 120412Einstechdrehen Vorschub: f = 0,1 mm Beschichtung: Ti(C,N)/Al2O3 Fase αeff γeff εr κ

KSS: trocken - 6° -6° 90° 90°


Krä

fte F

c ,F f

1200

N

800

600

400

200

0

VHG

0 500 1000 1500 2000 2500 m/min 3500

fvc

(-2vc)vHG

Bild 3.11: Schnittaufteilung an Umformteilen.

Bild 3.12: Schnitt- und Vorschubkraft in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit.

Drehen von innen Schnittaufteilung an Schnittaufteilung beinach außen Schultern Schmiedeteilen

a) b) c)

e)d)

Schlichten von Boh- Schnittaufteilung bei Gewinde-/rungen, Rückschnitt Schleifeinstichenohne Maßzustellung

Einzelheit Z

1,5

12

354

67

12

1 2 3

123567 89

1011

25

Z

12

3

50

digkeiten auftretenden hohen Schneid-

keiltemperaturen ertragen und nachdem

Maschinen entwickelt und gebaut wa-

ren, die über Arbeitsspindeln für aus-

reichend hohe Drehzahlen und über Vor-

schubantriebe und Steuerungen für

sehr schnelle Vorschubbewegungen

verfügen. Das Hochgeschwindigkeits-

spanen ist nicht grundsätzlich unter-

schiedlich vom Spanen in konventio-

nellen Geschwindigkeitsbereichen.

Gleichwohl lassen sich durch Einführung

des Hochgeschwindigkeitsspanens ei-

nige Effekte nutzen, die für die praktische

Anwendung interessant sind.

Mit höheren Schnittgeschwindigkeiten

steigt zunächst das Zeitspanvolumen

QV und die Zeitspanfläche QA (siehe

Formeln (3.1) und (3.2), wenn der Spa-

nungsquerschnitt unverändert bleibt.

Dies kann vor allem dort genutzt werden,

wo mit rotierenden Werkzeugen gear-

beitet wird. Bei Prozessen und Ma-

schinen, bei denen das Werkstück ro-

tiert und mit Schnittgeschwindigkeit

bewegt wird wie beim Drehen, ergeben

sich dagegen meist Grenzen aus der

Spanntechnik; denn die Fliehkräfte, die

die Spannbacken nach außen drücken,

wirken den Spannkräften entgegen und

mindern sie mit dem Quadrat der Dreh-

zahl. Hinzu kommt, dass bei schwere-

ren Werkstücken und Spannvorrich-

tungen (großes Massenträgheitsmo-

ment) die Hochlauf- und Bremszeiten,

die ebenfalls mit dem Quadrat der

Drehzahl wachsen, so lang werden

können, dass damit die Nebenzeiten die

Wirtschaftlichkeit in Frage stellen.

Das Zeitspanvolumen bei rotierenden

Werkstücken ist somit begrenzt durch

• Beeinflussung der Werkstückspan-

nung mit zweiter Ordnung der Dreh-

zahl,

• notwendige Verstärkung der Sicher-

heitseinrichtungen gegen Lösen ro-

tierender Elemente,

• Erhöhung der Nebenzeiten für das

Anlaufen und Abbremsen von Werk-

stück, Spannvorrichtung und Spindel

und

• Unwuchten der rotierenden Teile, die

besonders bei Formteilen häufig un-

vermeidbar sind.

Vorteilhaft wirkt sich beim Spanen mit

hohen Geschwindigkeiten aus, dass

die Kräfte deutlich sinken (Bild 3.12). Fi-

ligrane Bauteile mit geringen Wand-

stärken lassen sich dadurch mit gerin-

geren elastischen Verformungen, die

durch die Zerspankraftkomponenten

verursacht werden, bearbeiten (Bei-

spiel: Bauteile für den Flugzeugbau,

dünnwandige Ringe oder Hülsen).

Zu fragen ist, ab welcher Schnittge-

schwindigkeit das Hochgeschwindig-

keitsspanen beginnt. Eine physikalisch

begründete Definition lieferte Ben Amor

[BENA03]. Er bezieht sich auf den Leis-

tungsverlauf über der Schnittge-

schwindigkeit. Bild 3.13 gibt die danach

ermittelte Grenzgeschwindigkeit an,

oberhalb der man vom Hochgeschwin -

digkeitsspanen sprechen kann.

Mit der Schnittgeschwindigkeit nimmt

die umgesetzte Leistung zu – wenn auch

wegen der fallenden Schnittkraft unter-

proportional. Entsprechend steigen die

Temperaturen im Schneidkeil. Dabei ist

zu beachten, dass für die Wärmebilanz

im Hinblick auf das Werkzeug die Ener-

51

0 200 400 600 800 1000 MPa 1400Zugfestigkeit Rm

AIMgSi1

CuZn37

Ck45W2

Ck45W1

Ck45W5GGG-70

GGV-550AZ91D

GG-25 C15

Inconel 718

Ck45N

Gre

nzge

schw

indi

gkei

t vH

G

3000

m/min

2000

1500

1000

500

0

CK45W3

AIMgSiCu

AIMgSi1-1

TiAl4V6

Näherungsfunktion nach derMethode der kleinsten Quadrate

-Rm

vHG = 33601 e 400 [m/min]

Bestimmtheitsmaß

R2 = 0,9837

Gusswerkstoffe, AZ91Dund CuZn37 in der Näherungs-funktion nicht berücksichtigt

Bild 3.13: Grenzgeschwindigkeit und Zugfestigkeit.

gie je Zeiteinheit, d. h. die Leistung, maß-

gebend ist; denn der Schneidkeil ist dau-

ernd oder über längere Zeitabschnitte im

Eingriff. Anders verhält es sich mit der

Wärmebilanz im Hinblick auf den Werk-

stoff, z. B. für die Randzonenbeeinflus-

sung der neu entstandenen Oberfläche.

Hier kommt es auf die Energie je Volu-

meneinheit an.

Durch die mit der Schnittgeschwin-

digkeit zunehmenden Temperaturen im

Schneidkeil nimmt der thermische Ver-

schleiß stark zu. Dadurch kommt es

beim Spanen von Eisenwerkstoffen und

anderen Werkstoffen höherer Festigkeit

zu wirtschaftlicher Begrenzung der Ge-

schwindigkeitssteigerung. Nur bei Werk-

stoffen mit vergleichsweise niedriger

Schmelztemperatur, wie Aluminium-

und Magnesiumlegierungen, bleibt die

thermische Belastung des Schneid-

keils unkritisch. Schnittgeschwindigkei-

ten von mehr als 3000 m/min sind dort

durchaus erreichbar.

Grenzen für einen Zerspanprozess

können neben der Schnittgeschwin-

dig keit auch das Drehmoment und die

Leistung sein. Dann spricht man von

Hochleistungszerspanung (HPC). Da

solche Prozesse vor allem beim Fräsen

von Interesse sind, werden sie dort

behandelt.

3.6 HartdrehenIn vielen Bereichen des Maschinen-,

Fahrzeug- und Gerätebaus werden

Bauteile zunehmend höheren Kraft-

und Leistungsdichten ausgesetzt. Sie

müssen daher fester, härter und ver-

schleißfester sein. Wo früher Werkstof-

fe und insbesondere Stähle mit nur

mäßigen Festigkeiten ausreichten, wer-

den jetzt häufig hochvergütete oder

gehärtete Werkstoffe eingesetzt. Für

eine Vielzahl von Bauteilen lässt sich

durch die Verfahren der Hartbearbeitung

neben dem Schleifen das Spektrum der

Vor- und Fertigbearbeitungsprozesse

erweitern.

Spanen von gehärteten Eisenwerk-

stoffen und von Hartstoffschichten mit

Härten oberhalb 47 HRC wird als Hart-

bearbeitung (genauer: Hartbearbeitung

mit geometrisch bestimmter Schneide)

bezeichnet. Diese harten Werkstoffe

wurden – abgesehen von Reparaturfäl -

len – bis zum Aufkommen dieser Tech-

no logie ausschließlich durch Schleifen

bearbeitet und in ihre Endform ge-

bracht. Durch die Entwicklung von

Schneidstoffen hoher Härte und Warm-

festigkeit sind das Hartdrehen, das

Hartfräsen und das Hartbohren, auf

die hier eingegangen wird, und auch das

Harträumen, Hartschaben und Hartrei-

ben möglich und wirtschaftlich gewor-

den. Tafel 3.1 gibt eine Übersicht über

Bedingungen wieder, unter denen die-

se Prozesse geführt werden können. Die

Rauheits- und Genauigkeitswerte sind

Bestwerte, die nur unter günstigen Be-

dingungen erreicht werden können.

Beim Drehen ist die Schneide meist

ununterbrochen im Eingriff. Die in der

Spanbildungszone umgesetzte Ener-

giedichte ist hoch, was zu einer hohen

thermischen Belastung des Schneidkeils

führt. Daher müssen Schnittgeschwin-

digkeiten mit Rücksicht auf den Werk-

zeugverschleiß begrenzt werden.

Schneidkeramiken (Mischkeramiken

aus Al2O3 und TiC) werden bei

150 m/min und polykristallines Bornitrid

(PCBN) bis 220 m/min eingesetzt. Üb-

liche Schnitttiefen liegen im Bereich

ap = 0,05 mm bis 0,3 mm. Vorschübe

bestimmen wesentlich die Oberflä-

chengüte. Je nach Anforderungen an die

Prozess Schneidstoffe Schnittparameter Rauheit undMaßgenauigkeit

Hart- PKB, Mischkeramik, vc = 100-220 mm/min Rz = 1,3 μmdrehen Feinstkorn-Hartmetalle f = 0,05-0,2 mm/min IT6 - IT7

Hart- Hartmetall, vc = 40-60 mm/min Rz = 2-4 μmbohren TiN-beschichtet f = 0,02-0,04 mm IT7 - IT9

Hart- PKB, vc = 200-350 mm/min Rz = 2-5 μmfräsen Feinstkorn-Hartmetall fz = 0,1-0,2 mm IT7 - IT10

Tafel 3.1: Randbedingungen der Hartbearbeitung.

52

Rauheit werden f = 0,05 mm bis 0,2 mm

eingestellt. Bild 3.14 zeigt die Abhän-

gigkeit von Standzeit und Schnittge-

schwindigkeit in einem Diagramm für

den Einsatz von polykristallinem Borni-

trid. Aus den eigentümlichen Kurven,

vergleicht man sie mit den Geraden bei

der Weichzerspanung, ist zu entneh-

men, dass ein begrenztes Schnittge-

schwindigkeitsfenster eingehalten wer-

den muss.

In Bild 3.14 wurde neben der Schnitt-

geschwindigkeit die Härte des Werk-

stoffes variiert. Man erkennt einen star-

ken Einfluss der Härte, wobei die mar-

tensitische Härte des „Kugellagerstahls“

100 Cr 6 und die Härte aus Martensit

und Karbiden beim Schnellarbeitstahl

tendenziell ähnlich wirken. Für praktische

Belange gilt, dass geringfügiges Ab-

senken der Härtegrade einen deutlichen

Gewinn an Standzeit mit sich bringt.

Als Endbearbeitungsverfahren zielt

das Hartdrehen auf die Substitution

von Schleifoperationen. In Bild 3.15 ist

ein Praxisbeispiel wiedergegeben, bei

dem das Hartdrehen deutlich günstiger

ist [BRAN95]. Eine Reibscheibe aus

Wälzlagerstahl 100 Cr 6 wird an drei Flä-

chen, einem Außenzylinder, einer Plan-

fläche und einem kurzen Innenzylinder

feinbearbeitet. Die wirtschaftlichen und

ökologischen Vorteile sind in der Abbil-

dung angegeben. Allerdings ist ein Ver-

gleich zwischen dem Schleifen und Dre-

hen sehr von der Bearbeitungsaufgabe

abhängig und durchaus nicht überwie-

gend eindeutig. Hinzu kommt, dass un-

terschiedliche Kriterien an den Prozess

angelegt werden können wie Ferti-

Bild 3.14: Verschleißverhalten von PCBN (KOCH96).

Sta

ndze

it


min

400

160

63

25

10

80 100 125 160 200 250 m/min

X 38 Cr Mo V 51 (52 HRC)

100 Cr 6 (60 - 62 HRC)

S 6 - 5 - 2 (65 HRC)

Werkzeug: PCBN, CNMA 120408 - F

Bedingungen : f = 0,05 mm: ap = 0,05 mm trocken

Kriterium: VB = 0,1 mm

53

Bild 3.15: Hartdrehen einer Reibscheibe.

VergleichSchleifen/Hartdrehen

FertigungsfolgeSchleifen Hartdrehen

1) Vorbereitungen (weich)1) Vorbereitungen (weich)2) Härten 2) Härten3) Planschleifen (B) 3) Hartdrehen Komplett4) Bohrungsschleifen (C)5) Außenrundschleifen (A)6) Schleifen Fase (B1, B2)

Bearbeitungszeit

Fase

AußenBohrung

Planfl.

Schleifen Hartdrehen

100%50250

��

!!

Bauteil :Reibscheibe

A

B

C

B1

B2

Werkstoff :100 Cr 6,60... 62 HRC

BearbeiteteFlächen

Fase

4∞

Rz = 6,3 μmRz(Fase) = 3,0 μm

Vergleichdurch Hartdrehen

• KürzereBearbeitungszeit

• VereinfachterArbeitsablauf

• GeringeHerstellkosten

• Kleine Losgrößen

• Freisetzung vonMaschinenkapazitäten

• Vermeidung vonKühlschmierstoffen

gungskosten je Teil, Flexibilität, Bauteil-

qualität oder ökologische Verträglichkeit.

Einen Vergleich des Zeitspanvolumens

QV (abgespantes Volumen je Zeit) und

der Zeitspanfläche (spanend erzeugte

Fläche je Zeit) zeigt Bild 3.16. Man er-

kennt, dass insbesondere für die Zeit-

spanfläche QA erheblich größere Wer-

te zu Gunsten des Schleifens spre-

chen. Der Vorteil greift allerdings nur dort,

wo große Flächen zu bearbeiten sind.

Von Bedeutung ist auch, dass beim Dre-

hen und allgemein beim Spanen mit geo-

metrisch bestimmter Schneide eine Min-

destspanungsdicke berücksichtigt wer-

den muss. Das heißt, dass nicht mit be-

liebig geringen Zustellungen oder Schnitt-

tiefen gedreht werden kann. Beim Schlei-

fen dagegen kann der Prozess soweit

durch „Ausfeuern“ geführt werden, bis

die Normalkraft verschwindet. Folglich

sind Hartbearbeitungsprozesse dann

kaum einsetzbar, wenn lange, schlanke

und sehr nachgiebige Werkstücke be-

arbeitet werden müssen, zumal dann

meist auch die hohen Zeitspanflächen

des Schleifens genutzt werden kön-

nen. Auch sollte beachtet werden, dass

sich Werkstücke in Drehmaschinen in der

Regel um ein Vielfaches schneller drehen

als in Rundschleifmaschinen. Bei un-

wuchtigen Werkstücken kann sich da-

her das Hartdrehen verbieten.

Ein in vielen Fällen entscheidender

Vorteil des Hartdrehens ist die Form-

flexibilität des Verfahrens. Das Werk-

stück wird gesteuert gefertigt, während

beim Schleifen meist im Einstechver-

Bild 3.16: Vergleich Schleifen – Hartdrehen.

Schleifen Hartdrehen

Verfahrungsprinzip

Zeitspanvolumen QV = ap · QV´ QV = ap · f · vc

spez. Zeitspanvolumen QV´ = dw · π · vfr QV´ =

Zeitflächenrate QA = ap · vft,w QA = f · vc

Charakteristische ap = 5 - 20 mm ap = 0,05 - 0,3 mmParameter vft,w = 1 m/s f = 0,05 - 0,2 mm

vc = 150 m/min

Wertebereich QV´ = 2 - 12 mm3/mms QV` = 22 - 242 mm3/mmsQV = 10 - 240 mm3/s QV = 6 - 150 mm3/sQA = 5000 - 20000 mm2/s QA = 125 - 500 mm2/s

nwap

vc

vf

bs

nw

dw

vfr

ap · f · vclc

Bild 3.17: Energie- und Stoffströme beim Hartdrehen und Schleifen (nach H.-G. Wobker).

Aufarbeitung,Recycling

Vorbear-beitung +Härten

Hartbearbeitung Fertigteil

VerschlisseneWerkzeuge

Späne50 kg/a

Einsparpotenzial 49 %d. Bearbeitungszeit tges

Werkzeug- Späne, Filter Kühlschmierstoff Entsorgungabrieb 50 kg/a 8 t /a 8 t/a

24 kWhHilfsantriebe/Steuern

9 kWhSpanen

ca. 32 kWh p. a.Energieverbrauch

Vorbear-beitung +Härten

Plan- Bohrungs- Außenrund- Fasen- scheifen schleifen schleifen schleifen

42 kWh 49 kWh 169 kWhHilfsantriebe/ Spanen Hilfsaggr./Pump.Steuern

260 kWh p. a.Energieverbrauch

Werkstoff:100 Cr 6,60 - 62 HRC

AB

� 8

6,3 A: Außendurchmesser

B: StirnflächeC: BohrungD: Fase

10

R ≤ 6,3 μmR ≤ 3 μm

(Fase)

C

D

Fertigteil

54

fahren oder jedenfalls die Kontur der

Schleifscheibe auf das Werkstück ab-

bildend (Profilschleifen) gearbeitet wird.

Durch Drehen lassen sich Werkstücke

mit einem oder mehreren leicht zu

wechselnden Werkzeugen fertigen.

Das führt häufig zu einer erheblichen

Verkürzung der Prozesskette im Sinne

einer Komplettbearbeitung, zu gerin-

geren Komplexitätskosten und zu ge-

ringeren Investitionen (siehe Abschnitt

1.1)

Unter ökologischem Aspekt werden

Stoff- und Energieströme verglichen.

Am Beispiel der Fertigung eines In-

nensonnenrades für ein Reibradge-

triebe zeigt Bild 3.17 die aus der Fer-

tigung von 5000 Teilen resultierenden

Stoffströme für das Schleifen und Hart-

drehen. Auf der Grundlage der Auf-

maße der Teile ergibt sich eine Masse

von 50 kg an Spänen, die pro Jahr an-

fallen. Der auf den benötigten 4 Schleif-

maschinen eingesetzte Kühlschmier-

stoff summiert sich zu rund 8 t pro Jahr,

wenn ein halbjährlicher Wechsel zu-

grunde gelegt wird. Zusätzlich fallen je

nach eingesetztem Schleifstoff ca.

20 cm3 Abrieb von den Schleifscheiben

aus den Schleifprozessen und durch

Konditionieren (Abrichten) sowie zu-

sätzlich Filtermaterialien an. Beson-

ders kritisch ist dabei zu bewerten, dass

es beim Einsatz dieser Technologie zu

einer Mischung der Stoffströme kommt,

sodass in der Regel der gesamte Stoff-

strom entsorgt werden muss. Für die

anfallenden Späne existieren zwar

Technologien, diese bis auf einen Rest-

gehalt von unter 3 % zu trocknen, so-

dass sie zurückgeführt werden könn-

ten, dies erfordert jedoch zusätzlichen

Energieaufwand [WOBK95].

Für die Hartbearbeitung ergibt sich

dem gegenüber ein günstigeres Bild.

Da die Bearbeitung trocken durchge-

führt werden kann, können die Späne

ohne weitere Behandlung in den Stoff-

kreislauf zurückgeführt werden. Die ge-

ringen Beimengungen an Werkzeug-

abrieb sind dabei für das Recycling

nicht von Bedeutung. Die eingesetzten

Werkzeuge können je nach Schneid-

stoff entsorgt werden (Keramik), oder

es besteht die Möglichkeit, sie nach-

zubearbeiten (PCBN). Damit stellt sich

die Bilanz der Stoffströme für die Hart-

bearbeitung günstiger dar; dies resul-

tiert aus den geringeren zur Entsorgung

anstehenden Mengen und dem höhe-

ren Reinheitsgrad.

Hinsichtlich des Energiebedarfs wur-

de ein Vergleich der Verfahren Hart-

drehen und Schleifen beim Fertigen

großer Wälzlagerringe durchgeführt.

Gegenüber der konventionellen Ferti-

gungsfolge können beim Hartdrehen

direkt aus der Umformwärme gehär-

teter Wälzlagerringe 34 % Primär-

energie und 15 % Werkstoff eingespart

werden. Neben dem deutlich geringe-

ren Energieverbrauch ergeben sich

weitere Vorteile durch erheblich redu-

zierte Bearbeitungszeiten und leicht re-

zyklierbare Zerspanabfälle.

Um in der Feinbearbeitung übliche

Tole ranzen im Bereich von IT6 und ge-

ringer zu erreichen, werden häufig be-

son dere Anforderungen an Hartdreh-

maschinen gestellt. Das betrifft die

Maß- und Formgenauigkeit, die erreich -

bare Oberflächengüte (Bild 3.18) und

die von der Maschinensteifigkeit ab-

hängige Mindestspanungsdicke.

3.7 Werkzeugüberwa-

chungUm ungestörte Prozesse zu fahren

und Schäden an Werkstücken, Werk-

zeugen und Maschinen zu vermei-

den, wird die Prozessüberwachung

55

Bild 3.18: Vergleich der Oberflächengüte beim Einsatz einer konventionellen und einer Präzisionsdrehmaschine.

Gem

ittel

te R

autie

fe R

z

Konv. Drehmaschine Präzisionsdrehmaschine

Feinschleif- /Honqualität

Werkstoff: 100 Cr 6 vc = 150 m/min Schneidstoff: PKB60...62 HRC ap = 0,05 mm DNMA 150608, VBc 100 μm

0 0,04 0,08 mm 0,16Vorschub f

3,5

μm

2,5

2,0

1,5

1,0

0,5

00 0,04 0,08 mm 0,16

Vorschub f

Streubereich μm

Spindel: Hydrostatische LagerungRundlaufgen. 0,1 μm

Schlitten x, z: Hydrostatische Lagerung

Spindel: WälzlagerungRundlaufgen. 1 μm

Schlitten x, z: Gleitführung

Bild 3.19: Signale und Größen zur Prozessüberwachung.

Kräfte/MomenteSchleifleistungOberflächentemperaturKörperschallSchwingung

Abmessung und Form des BauteilsMikrogeometrieRandzonenzustandVerschleiß der SchleifscheibeKühlschmierstoffeigenschaften

Prozessgrößen Ergebnisgrößen

messbare Signale

eingesetzt. In ihr werden Eingangs-,

Prozess- und Ergebnisgrößen analy-

siert und miteinander verglichen. Die

messbaren Größen werden nach dem

Zeitpunkt ihrer Entstehung unter-

schieden in Prozessgrößen, die wäh-

rend eines Zerspanprozesses auftreten,

und die Ergebnisgrößen, die am Ende

des Prozesses als permanentes Er-

gebnis vorliegen (Bild 3.19).

Ein Vergleich der gemessenen Pro-

zess- und Ergebnisgrößen mit den

entsprechenden Zielgrößen liefert in der

Regel Abweichungen von den Vorga-

bewerten. Je nach dem, ob sich die-

se Abweichungen im Rahmen einer

festgelegten Toleranz befinden, wird ein

regelungstechnischer Eingriff in den

Prozess erforderlich. Ursachen eines

solchen Eingriffs können stochastisch

auftreten, wie beispielsweise beim

Platten bruch, oder auch als systema-

tische Veränderungen, wie z. B. der

Werkzeugverschleiß während eines

Drehprozesses.

Eine einfache Überwachungsein-

richtung für das Ausbohren ist in Bild

3.20 dargestellt [TOEN01, S. 64]. Als

Messgröße dient die Vorschubkraft. Sie

wird werkzeugseitig aufgenommen.

Das Signal wird einer Auswerteeinheit

zugeleitet. Dort werden zwei Grenz-

bewertungen vorgenommen. Wenn

das Kraftsignal einen festen Wert über-

schreitet, zeigt ein Monitor mit „Stand-

zeit“ an, dass das Werkzeug verschlis -

sen ist und deshalb eine oder mehre-

re Wendeschneidplatten gewechselt

werden müssen. Gleichzeitig wird bei

jedem Bohrvorgang geprüft, ob das

Kraftsignal plötzlich oder kurzfristig

einen mitgeführten Signalkorridor über-

schreitet. In diesem Fall wird „Werk-

zeugbruch“ angezeigt. Diese Prozess -

überwachung wurde in der Praxis ein-

geführt. Sie hat sich bewährt, weil

das Ausdrehwerkzeug bis zu 7 Wen-

deschneidplatten trägt und im Falle ei-

nes Schneidenbruchs so die Gefahr ei-

nes Totalschadens erheblich gemindert

werden konnte. Die Überwachungs-

einrichtung muss allerdings beim Ein-

richten der Maschine auf einen neuen

Bearbeitungsvorgang „angelernt“, d. h.

kalibriert werden. Eine theoretische

Vorausberechnung der Vorschubkraft

hat sich nicht bewährt.

3.8 NE-Metalle


Die Zerspanbarkeit von Aluminiumle-

gierungen ist generell gut, wie in Ab-

schnitt 2.10 erläutert wurde, wenn die-

se Werkstoffe nicht wegen zu geringer

Festigkeit zum Schmieren, zur Aufbau-

schneiden- und Scheinspanbildung nei-

gen. Die Zerspankräfte sind vergleichs-

weise niedrig. Knet- und Gusslegierun-

gen sind im vergüteten Zustand besser

zerspanbar als im weichen Zustand. Im

weichen Zustand können auch bei hö-

heren Schnittgeschwindigkeiten noch

Aufbauschneiden auftreten, die die

Oberflächengüte beeinträchtigen. Für

weiche Aluminiumlegierungen empfeh-

len sich große Spanwinkel bis zu 30°

und Freiwinkel bis 10°. Je fester die Le-

gierungen sind, desto geringer sollten

Spanwinkel und Freiwinkel gewählt wer-

den, um den Schneidkeil zu stärken.

Spanformung kann besonders bei we-

niger festen Werkstoffen ein Problem

werden. Dann sind spezielle Vorkeh-

rungen zur Spanleitung und zur Span-

handhabung vorzusehen.

Eutektische und übereutektische Alu-

miniumlegierungen (Kolbenlegierungen)

enthalten harte und abrasive Silizium-

partikel, die stark verschleißend wirken.

Hier ist besonders der Einsatz von dia-

mantbeschichteten Werkzeugen oder

polykristallinen Diamanten als Schneid-

stoff angesagt. Für die Schneidstoffe

Schnellarbeitsstahl (HSS), unbeschich-

56

Bild 3.20: Verschleiß- und Bruchüberwachung.

Vors

chub

kraf

t Fv

Kraftaufnehmer Fv

Vorschubstop

feste Grenze Standzeit

variable GrenzeWerkzeugbruch

αF1

F1

βF1

Fn

βFn

Teil 1 Teil n Teil 2nZeit

Bearbeitungs-einheit

tetes Hartmetall (HW) und polykristalli-

ner Diamant (PKD) sind Schnittwerte in

Tafel 3.2 angegeben.

Titanlegierungen

Beim Drehen von Titan und Titanle-

gierungen treten selbst bei niedrigen

Schnittgeschwindigkeiten Lamellen-

späne auf. Entsprechend pulsieren die

Zerspankräfte und beanspruchen die

Schneiden mit schwellenden Lasten. Die

Folge können Ermüdungseffekte sein.

Die Produktivität, gemessen am Zeit-

spanvolumen, ist wegen der Begren-

zungen in den Schnittgeschwindigkei-

ten (siehe Abschnitt 2.10) gering. Wie

vorn ausgeführt wurde, können die

mechanischen Eigenschaften der Ti-

tanlegierungen und damit auch die Zer-

spanbarkeit in weiten Grenzen schwan-

ken je nach chemischer Zusammen-

setzung und nach Behandlungszu-

stand. Die im Folgenden angegebenen

Schnittwerte beziehen sich auf die gän-

gige α + β-Legierung Ti6Al4V. Tafel 3.3

gibt Faktoren an, die in die Schnittge-

schwindigkeit beim Zerspa nen anderer

Legierungen eingerechnet werden soll-

ten.

57

Tafel 3.2: Schnittbedingungen für das Drehen von Aluminium.

Werkstoff HSS HW PKD

vc f ap vc f ap vc f ap

m/min mm mm m/min mm mm m/min mm mm

weiche

Al-Legierung

HB = 60 ≤ 630 0,20-0,8 ≤ 5 ≤ 2.500 0,15-0,8 ≤ 5 ≤ 2.500 0,15-0,4 ≤ 3

ausgehärtete

unterautektische

Al-Legierung ≤ 400 0,20-0,63 ≤ 5 ≤ 1.600 0,15-0,8 ≤ 5 ≤ 2.000 0,15-0,3 ≤ 2

eutektische und

übereutektisch

Al-Legierung – – – 450-310 0,15-0,8 ≤ 4 1.400-710 ≤ 0,2 ≤ 1

Für das Drehen werden drei Einsatz-

bereiche definiert:

1. Schruppen der

Oberflächenschicht SO

2. Schruppen im Material SB

3. Schlichten der Fertigflächen FD.

Die angegebenen Vorschübe und

Schnitttiefen können aus Tafel 3.4 ent-

nommen werden.

Geschmiedete Titanteile haben häu-

fig eine raue, zähe und stark schleißende

Oberflächenschicht, die „Elefan tenhaut“.

Das Abdrehen dieser bis zu 10 mm di-

cken Randschichten ist schwierig. Der

Einsatzbereich wird mit SO bezeichnet.

Dazu werden unbeschichtete, feinkör-

nige Hartmetalle der ISO-Hauptgruppe

S (Sandvik-Bezeichnung: H13A) einge-

setzt. Die Plattenform soll so gewählt

werden, dass sie möglichst robust ist,

jedoch ausreichende Spanungsdicke er-

möglicht. Es werden quadratische Plat-

ten empfohlen.

Zum Schruppdrehen im Materialinnern

(Bulk), mit SB bezeichnet, werden qua-

dratische (Form S), rhombische (Form C)

oder runde (Form R) Platten empfohlen.

Die Auswahl ist nach den zu bearbei-

tenden Konturen zu treffen. Die qua-

dratische Platte ermöglicht die längste

Standzeit.

Zum Fertigdrehen, mit FD bezeichnet,

können je nach zu bearbeitender Kon-

tur rhombische (Form V oder D) oder

dreieckige (Form T) Platten eingesetzt

werden.

Zum Drehen werden Wolframkarbid

reiche Hartmetalle ohne Beschichtung

empfohlen. Diese K-Sorten sollten fein-

körnig sein, um scharfe Schneiden zu er-

möglichen. Wegen der zum Spanen von

Titan notwendigen hohen Energie und

der schlechten Wärmeleitfähigkeit des

Werkstoffes treten hohe Temperaturen

im Schneidkeil auf, wodurch die maxi-

malen Schnittgeschwindigkeiten stark

begrenzt sind. Die Wärme sollte aus der

Spanbildungszone und dem Schneidkeil

durch möglichst intensive Kühlschmie-

rung abgeführt werden. In Tafel 3.4

sind Schnittwerte für die gängige Le-

gierung Ti6 Al 4 V, der eine Festigkeit von

900 N/mm2 entspricht, eingetragen. Es

lassen sich auch polykristalliner Diamant

und Diamant beschichtete Platten ein-

setzen. Damit können längere Stand-

zeiten und höhere Schnittgeschwin-

digkeiten bei reduzierten Vorschüben er-

reicht werden.

3.9 Drehprobleme,

PraxistippsDie Empfehlungen gehen von einer

Stahlzerspanung aus, wenn nicht anders

angegeben. Sie sind nach dem Er-

scheinungsbild der Drehprobleme ge-

ordnet, ergänzt um die Verschleißursa-

chen; mit „•“ sind die möglichen Maß-

nahmen genannt.

Tafel 3.3: Geschwindigkeitsfaktoren zum Vergleich mit Ti 6 Al 4 V (Faktor = 1).

Zustand Festigkeit Faktor

[N/mm2]

α-Legierung 600-750 1.4-1.2

α+β-Legierung 800-1250 1-0.6

β-Legierung 700-1200 0.6-0.5

58

Tafel 3.4: Schnittbedingungen für das Drehen von Titan Ti 6 Al 4 V.

Einsatzbereich HW

vc [m/min] f [mm] ap [mm]

SO 30-40 0.3-0.4 3-10

SB 40-80 0.2-0.4 0.5-4

FD 80-120 0.1-0.4 0.25-0.5

59

Merkmal Maßnahmen

Schruppen, hoher Freiflächenverschleiß

Abrasiver Verschleiß • Geschwindigkeit senken,

Oxidationsverschleiß Vorschub erhöhen

• Einstellwinkel verringern

• Mehrschicht-Hartmetall einsetzen

• P-Sorte um eine Stufe

erniedrigen (warmfester)

Schruppen, hoher Kolkverschleiß

hohe Spanflächentemperatur • Geschwindigkeit senken

Diffusionsverschleiß • Hartmetall mit Al2O3 Schicht Wählen

• positive Platte einsetzen

Schruppen, starker Kerbverschleiß

Abrasiver Verschleiß • Rohteiloberfläche „entkrusten“

durch Werkstückoberfläche • Einstellwinkel verkleinern

• „Kruste” vorschruppen

mit getrenntem Werkzeug

Schlichten, hoher Freiflächenverschleiß

Abrasiver Verschleiß • Geschwindigkeit senken

Oxidationsverschleiß • positive Platte wählen

• P-Sorte um eine Stufe erniedrigen (warmfester)

• Cermet einsetzen

Schruppen, Verformung des Schneidkeils

zu hohe Leistungsumsetzung • warmhärtere Sorte wählen

Temperatur und Pressung zu hoch • Schnittgeschwindigkeit

und Vorschub reduzieren

Rattern

selbsterregte Schwingungen • Drehzahl verändern (erhöhen, dann erniedrigen)

äußere Schwingungsanregung • Einstellwinkel erhöhen

• Eckenradius verringern

• positive Platte wählen

• Werkzeug kürzer einspannen

• gefastes Werkzeug verwenden

Ungenügende Oberflächengüte

Aufbauschneidenbildung • Schnittgeschwindigkeit erhöhen

Kantenausbrüche • Eckenradius erhöhen

starker Freiflächenverschleiß • verschleißfestere Sorte einsetzen

• Vorschubsenke


60

Merkmal Maßnahmen

Maßschwankungen

Aufbauschneidenbildung • verschleißfesteren Schneidstoff wählen

starker Freiflächenverschleiß • Schnittgeschwindigkeit erhöhen,

Werkstücknachgiebigkeit Vorschub senken


• Kühlschmierung verbessern

• Werkstückunterstützung

Ungünstige Spanformen

warmzähler Werkstoff • Platte mit Spanleitstufe einsetzen

Schnittgeschwindigkeit • Schnittgeschwindigkeit erhöhen

und Spannablauf ungünstig • Vorschub erhöhen

• negative Platte einsetzen

• Einstellwinkel vergrößern

Plattenbruch

hohe mechanische Belastung • zähere Sorte verwenden

des Schneidkeils • Plattensitz prüfen

• dickere Platte einsetzen

• größere Platte einsetzen

• Schnitttiefe verringern

• negative Platte wählen

Kammrisse

Temperaturwechsel • Warmfestere Sorte wählen

• Kühlschmierstoffzufuhr erhöhen

• Kühlschmierstoffzufuhr abschalten

• Plattenabkühlung mindern

61

Bohren ist ein spanendes Verfahren

mit drehender Schnittbewegung. Bild

4.1 zeigt gebräuchliche Bohrverfahren.

Das Bohren ist von erheblicher prakti-

scher Bedeutung, aber es ist ein kom-

pliziertes Verfahren mit komplexer Werk-

zeuggeometrie.

Prinzip bedingt gibt es eine Reihe von

Problemen, die in der praktischen An-

wendung des Verfahrens zu beachten

sind bzw. die auftreten können:

• Die Schnittgeschwindigkeit ist über

dem Radius veränderlich und zu die-

sem proportional. Das bedeutet, dass

die Geschwindigkeit in der Mitte Null

ist. Dort kann es also keine Schneid-

wirkung sondern nur Quetschen ge-

ben.

• Die beim Bohren ins Volle auftreten-

den Vorschubkräfte sind ohne weite-

res wegen der Quetschwirkung in und

nahe der Achse ungleich höher als

beim Drehen.

• Aus dem Bohrloch müssen Späne

transportiert werden. Dieser Transport

und die damit verbundenen Reibkräfte

nehmen mit der Bohrtiefe zu. Ein

möglicher Spänestau beeinträchtigt

die Oberflächengüte der Bohrungs-

wand und kann zum Blockieren und

zum Bohrerbruch führen.

• Die Kühlschmierstoffzufuhr wird mit

der Bohrtiefe schwieriger.

• Starke Reibung beim Bohren kann zu

selbsterregten Schwingungen füh-

ren.

• Durchgangsbohrungen erzeugen in

der Regel Grate.

• Das Werkzeug ist maßgebunden.

Diesen Problemen muss durch die

Prozessführung und die Gestaltung des

Werkzeugs so weit als möglich entge-

gengewirkt werden.

Technologische Kenngrößen, nach

denen ein Bohrprozess ausgelegt wird,

sind die Schnittgeschwindigkeit

vc [m/min], die durch das Verschleiß-

verhalten des Werkzeugs begrenzt ist,

und der Vorschub je Schneide fz [mm]

(bzw. mit der Schneidenzahl z der Vor-

schub je Umdrehung f = z x fz), der im

Wesentlichen für die mechanische Be-

lastung der Schneiden steht. Daraus er-

geben sich die Maschineneinstellgrößen

worin n die Bohrerdrehzahl, vf die Vor-

schubgeschwindigkeit und d der Bohr-

durchmesser ist.

Zum Bohren ins Volle werden meist

Spiralbohrer (sprachlich korrekter: Wen-

delbohrer) verwendet. Mit ihnen werden

Durchgangs- oder Sacklöcher herge-

stellt. Spiralbohrer sind in der Regel zwei-

schneidig. Die Schnittgeschwindigkeiten

beim Bohren in Stahl liegen mit HSS-

Werkzeugen zwischen 10 m/min (hohe

Festigkeit) bis 50 m/min (geringere Fes-

tigkeit); Hartmetallbohrer können mit

Geschwindigkeiten bis 140 m/min be-

trieben werden (siehe unten). Das Zeit-

spanvolumen beim Vollbohren ist

Bild 4.1: Bohrverfahren nach DIN 8589 - 2.

Bohren

Spiral-bohrer

EinbohrenBohren ins Volle

Reiben

Maschinen-reibahle

Kernbohren

Kern-bohrer

Gewindebohren

Gewinde-bohrer

Profil-senker

Senken

Spiral-senkerDrei-schneider

Aufbohren

Zentrier-bohrer

Zentrierbohren

4. Bohren

4.1 Verfahrensarten, Spanbildung

n = νc /(π x d) (4.1)

νf = z x fz x νc / (π x d) (4.2)

QV = –– x d x f x νc (4.2a)14

worin die beiden technologisch be-

grenzten Parameter f bzw. fz und vc an-

geschrieben sind.

In getaktet automatisierten Prozes-

sen, z. B. in Transferstraßen oder Mehr-

spindeldrehautomaten ist das Bohren

nicht selten Taktzeit bestimmend. Die

maximale Bohrtiefe l bei Spiralbohrern

ist wegen des notwendig zuverlässigen

Spänetransportes begrenzt. Sie liegt für

kurzspanende Werkstoffe bei höchstens

5- bis 10-mal Bohrerdurchmesser d, bei

Stahl meist niedriger. Abhängig von der

Spanform, der Bohrlochlage (über Kopf

günstiger) und der Kühlschmierstoff-

zufuhr (Innenkühlschmierung besser

als Außenkühlung) muss bei größeren

Tiefen als 5 x d entspänt werden; d. h.

der Bohrer wird ein- oder mehrmals aus

dem Bohrloch herausgefahren, um die

Späne heraus zu befördern. Wenn we-

gen eines zähen Stahlwerkstoffes mit

langen Wendelspänen gerechnet wer-

den muss, ist eine Vorschubunterbre-

chung angesagt, wodurch der Span un-

terbrochen wird. Tiefere Bohrungen

werden durch Tieflochbohren herge-

stellt, das wegen seiner Produktivität

und erreichbaren Oberflächengüte auch

für die Serienfertigung kürzerer Boh-

rungen vorteilhaft sein kann. Tiefloch-

bohren, das später behandelt wird, er-

fordert besondere Werkzeuge und Ma-

schinen oder Vorrichtungen.

Beim Aufbohren und Senken wird

eine Vorbohrung erweitert. Da keine Mit-

te mehr vorhanden ist, besteht die

Schwierigkeit, das Werkzeug koaxial zu

führen. Die Werkzeuge sind daher meist

drei- oder mehrschneidig. Der Späne-

transport ist jedoch einfacher als beim

Bohren ins Volle. Daher werden Boh-

rungen mit großem Durchmesser häu-

fig mit einem kleineren Spiralbohrer

vorgebohrt und dann in einer oder

mehr Stufen auf den Nenndurchmesser

erweitert. Diese Vorgehensweise ist

auch dann angesagt, wenn die zuläs-

sige Vorschubkraft und/oder das zu-

lässige Drehmoment einer Maschine

nicht für das Bohren in einem Zug

ausreichen. Das Zeitspanvolumen beim

Aufbohren ist

Zentrierbohren ist erforderlich, wenn

in ungünstige (raue, unebene oder ge-

neig te Flächen) Oberflächen Bohrungen

eingebracht werden sollen. Bei sehr

steifer Führung des Bohrers (kurze Ein-

spannung des Bohrers, steife Spindel)

oder bei Anwendung von Bohrbuchsen

kann auf das Zentrieren verzichtet wer-

den.

Kernbohren wird für große Bohr-

durchmesser eingesetzt; denn dabei

wird nicht das gesamte Material der

Bohrung, sondern nur ein Ring zer-

spant, was geringeres Drehmoment

und geringere Leistung erfordert. Kern-

bohren setzt Durchgangsbohrungen

voraus.

Gewindebohren erzeugt Innenge-

winde. Gewindebohrer müssen mit der

Steigung entsprechendem Vorschub

gefahren werden. Das kann durch

exakte Führung in einer NC-Maschine

oder nach dem Anschneiden durch ein

Ausgleichsfutter geschehen. Beim Ge-

windebohren muss die Drehrichtung

zum Herausfahren umgekehrt werden.

Auf Mehrspindel-Stangendrehautoma-

ten müssen dazu besondere Vorrich-

tungen (Abkoppeln der Spindel und

Drehrichtungsumkehr oder Überhol-

spindel auf der Werkzeugseite) vor-

handen sein. Große Innengewinde kön-

nen durch Profildrehen in mehreren

Durchgängen, durch das Strehlen, er-

zeugt werden. Dann erübrigt sich eine

Drehrichtungsumkehr zum Herausfah-

ren. Auch mit steuerbaren kollabieren-

den Gewindebohrern (collapsible tap)

kann so gefahren werden.

Reiben ist ein Feinbearbeitungsver-

fahren, das dem Aufbohren mit mehr-

schneidigen Werkzeugen bei geringer

Schnitttiefe entspricht. Es dient dazu,

maß- und formgenaue Bohrungen her-

zustellen. Die Lagegenauigkeit kann

nicht beeinflusst werden. Toleranzbrei-

ten von IT 7 – bei höherem Aufwand

auch IT 6 – sind erreichbar. Rautiefen lie-

gen im Bereich von R z = 5 μm. Bei kon-

ventionellen Reibahlen aus Schnellar-

beitsstahl wird mit geringen Schnittge-

schwindigkeiten von 10 m/min bis

20 m/min und geringen Vorschüben von

0.08 mm bis 1.25 mm gearbeitet. In ge-

taktet automatisierten Anlagen ist die-

se Art des Reibens in der Regel stark

Taktzeit bestimmend. Daher wurden al-

ternative Verfahren und Werkzeuge

entwickelt (s. Abschnitt 4.8).

4.2 WerkzeugeBild 4.2 gibt Bezeichnungen des

Bohrers, die Eingriffsgrößen und die Win-

kel am Schneidkeil wieder. Der Bohrer

besteht aus dem Schaft und dem

Schneidenteil, der die Schneidkeile ent-

hält. Über den zylindrischen oder koni-

schen (Morsekegel) Schaft wird der

Bohrer eingespannt und geführt. Der

Schaft dient insbesondere der Dreh-

momenteinleitung. Der Schneidenteil

weist eine komplexe Geometrie auf, über

die ein Bohrer an die jeweilige Bearbei-

tungsaufgabe angepasst werden kann.

Das Querschnittsprofil des Spiralbohrers

soll einerseits große Spannuten auf-

weisen, um dem Spantransport genü-

gend Raum zu lassen. Andererseits

muss der Bohrer ausreichend torsi-

onssteif (polares Trägheitsmoment) und

torsionsfest (Widerstandsmoment) sein.

Der Drallwinkel δ der Spannuten (Stei-

gungswinkel der Nuten) beeinflusst den

Spantransport und bestimmt gleich-

zeitig den Spanwinkel des Schneidkeils.

Für die Bearbeitung von Stahl werden

in der Regel Spitzenwinkel von 118° und

Drallwinkel von 16° bis 30° eingesetzt

QV = –– x f x vc x (d-di )2 /d (4.2b)

62

14

Bild 4.2: Bezeichnungen und Wirkungsweise des Spiralbohrers [nach DIN 8589 - 2].

nQuerschneide

Spannut

Fase derNebenfreifläche

Fasenbreite

Schneidecke

Hauptfreifläche

Kern

Fase der Neben-freifläche

Nebenfreifläche

Stegbreite

SpanflächeNebenschneideHauptschneideWerkzeugachse

Werkzeug

Werkzeug

ϕ

δ

η

vc

ve vf

2ra

σ

Bild 4.3: Spanwinkel am Bohrer.

Bezugs-ebene

Schneiden-eben

Keilmess-ebene

Vereinfachung: τ = 0

Steigung der Bohrernuth

2π ra

2π r

2π rq0

γ‘h

γ‘h

γ‘h

γq

rq

ra

r

τ γ‘h

γh

σ

σ290°-

rq

(Typ N nach DIN 1836). Geringere Spit-

zenwinkel (für weichere Werkstoffe) füh-

ren besser, größere (für härtere Werk-

stoffe) verringern resultierende Radial-

kräfte. Zur Verringerung der Reibein-

flüsse werden Spiralbohrer meist gegen

den Schaft gerichtet um 0.2 ‰ bis

0.8 ‰ des Durchmessers verjüngt. Der

Kern wird umgekehrt um 0,1 % bis

0,2 % verstärkt ausgeführt, um eine hö-

here Steifigkeit und Torsionsfestigkeit des

Bohrers zu erreichen.

Der Spanwinkel am Bohrer ist für das

Verformungsgeschehen des Werkstoffs

und für die Kräfte am Schneidkeil we-

sentlich. Er ist vom Spitzenwinkel σ ab-

hängig. Der Spitzenwinkel entspricht

dem zweifachen Einstellwinkel κ beim

Drehen. Es muss zwischen dem Span-

winkel an der Querschneide γq, der ohne

weiteres aus geometrischen Gründen

stark negativ ist, und dem Spanwinkel an

der Hauptschneide γh unterschieden

werden (Bild 4.3 und Bild 4.4).

Der Anschliff eines Spiralbohrers ist für

seine Schneidfähigkeit von großer Be-

deutung; denn durch ihn wird der Frei-

winkel bestimmt. Dabei ist zu beachten,

dass sich das Verhältnis von Vorschub-

zu Schnittgeschwindigkeit (vf = const.,

vc = 2 π r n) und damit der Wirkrich-

tungswinkel η entlang der Schneiden mit

dem Radius des Bohrers ändern (siehe

Bild 2.4).

63

Der Anschliff eines Bohrers wird un-

ter verschiedenen Kriterien ausgeführt:

• Der Bohrer soll ausreichende Zen-

triereigenschaften besitzen.

• Es muss ein ausreichender Freiwinkel

über der gesamten Schneidenlänge

erreicht werden.

• Der Schneidkeil soll andererseits

möglichst stabil sein.

• Die Querschneide soll wegen der

ungünstigen Spanbildungsvorgänge

(teilweises Quetschen) möglichst kurz

sein.

Die Querschneide trägt zum Drehmo-

ment und zum Leistungsbedarf wenig

bei, sie erzeugt aber bei normalem An-

schliff 60 % bis 70 % der Vorschubkraft

(Axialkraft). Daher ist dem Anschliff be-

sondere Beachtung zu schenken.

Die Vorschubkraft wird haupt-sächlich durch die Nebenschnei-de, das Drehmoment durch dieHauptschneiden bestimmt.

Am weitesten verbreitet bei Spiral-

bohrern ist der Kegelmantelschliff. Dazu

wird der Bohrer gegenüber einer ebenen

Schleiffläche um eine gegen seine Mit-

telachse gekippte Achse (Kippwinkel

z. B. 20°) geschwenkt. Die Freifläche ist

damit Teil eines Kegelmantels. Der Frei-

winkel nimmt gegen die Bohrerachse zu.

Der Kegelmantelschliff lässt sich einfach

kinematisch auf Bohrerspitzen-Schleif-

maschinen erzeugen. Daneben gibt es

eine Reihe von Sonderanschliffen, die

teilweise genormt (DIN 1412), teilweise

herstellerspezifisch sind. Je nach An-

wendungs fall wird dabei eines der vorn

angegebenen Kriterien besonders be-

tont. Bild 4.5 zeigt Sonderanschliffe.

In Form A wird die Querschneiden-

länge durch Ausspitzen etwa halbiert,

wobei die Form der Ausspitzung dem

Nutenprofil angepasst sein muss. Mit der

verkürzten Querschneide lassen sich die

Vorschubkräfte wesentlich herabset-

zen, das Drehmoment wird dagegen

kaum beeinflusst.

Bild 4.4: Spanbildung beim Bohren ins Volle.

0,025 mm Radius

0,051 mm Radius0.076 mm Radius 0,13 mm Radius

3,6 mm Radius

6,1 mm Radius

Quer-schneide

Haupt-schneide

Bild 4.5: Anschliffformen gebräuchlicher Spitzenanschliffe (nach DIN 1412).

Form A

Ausgespitzte Querschneide

Form B

Ausgespitzte Querschneidemit korrigierter Hauptschneide

Form C

Kreuzanschliff Ausgespitzte Querschneidemit facettierten Schneidenecken

Form D

64

Nach Form B wird zusätzlich eine

Spanwinkelkorrektur an den Haupt-

schneiden vorgenommen. Damit ist die

Bindung des Spanwinkels an den Drall-

winkel der Nut gelöst. Derartige Kor-

rekturen können die Stabilität der

Schneiden erhöhen und Spanformen

günstig beeinflussen.

Der Kreuzanschliff nach Form C kann

als besondere Art der Ausspitzung auf-

gefasst werden. Die Querschneiden-

länge wird auf etwa 6 % des Außenra-

dius verringert. Damit lassen sich an der

Querschneide sogar positive Spanwin-

kel erreichen. Das Bohren wird so er-

leichtert und die Gefahr des Verlaufens

verringert.

Spiralbohrer werden meist aus

Schnellarbeitsstahl hergestellt. Üblich

sind nach DIN 1414-1 die Stahlsorten

HS 6-5-2 als Standardschneidstoff

(für begrenzte Schnittgeschwindigkei-

ten) und für höhere thermische Belas-

tungen (und höhere Schnittgeschwin-

digkeiten) HS 6-5-2-5 mit höherer

Warmhärte. Für die Stahlbearbeitung

werden die Bohrer meist beschichtet

(Titannitrid TiN, Farbe: gold, Titanalu-

miniumnitrid (TiAl)N, Farbe: schwarz-

violett oder Titankarbonitrid TiCN, Far-

be grau-violett), wodurch erheblich

längere Standwege erreicht werden

(Bild 4.6). (TiAl)N zeichnet sich durch

gute Standwege auch unter ungüns-

tigen Kühlschmierbedingungen aus.

TiCN wird für die Stahlbearbeitung

bei unterbrochenem Schnitt empfoh-

len und dort, wo besondere Härte- und

Zähigkeitsanforderungen bestehen.

Das Nachschleifen an der Bohrerspit-

ze führt trotz dort fehlender Be-

schichtung noch zu Vorteilen gegen-

über unbeschichteten Bohrern.

TiN, (TiAl)N und TiCN mindern die

Reibung und die Pressschweißnei-

gung. Dadurch werden das notwen-

dige Drehmoment und die Leistung

verringert. Allerdings kann die Be-

schichtung wegen der geringeren Rei-

bung auch zu ungünstigeren Span-

formen (lange Wendelspäne) führen.

Dem kann durch eine geänderte

Schneidkeilgeometrie begegnet werden

(siehe Anschliffe).

Bohrer verschleißen unter Produkti-

onsbedingungen in der Regel am

stärksten dort, wo die Schnittge-

schwindigkeit und damit die Schneid-

keiltemperaturen am höchsten sind.

Das sind die Schneidenecken am Au-

ßendurchmesser. Wenn die Schneiden

eines Bohrers nicht symmetrisch zur

Achse angeordnet sind (Mittigkeit)

muß eine Schneide die Hauptarbeit

übernehmen; sie schneidet allein. Sie

verschleißt dann stark, der Bohrer

verliert erheblich an Standweg. Die

Achsabweichung sollte daher wenige

1/100 mm nicht überschreiten.

Erfahrungen der Praxis emp-fehlen Überprüfung des Rund-laufs von Bohrern.

In der Serienfertigung werden weit

überwiegend Bohrer aus Hartmetall

eingesetzt. Für Bohrungsdurchmesser

bis 20 mm werden Bohrer aus Voll-

hartmetall angeboten. Sie lassen sich

mit deutlich höheren Schnittge-

schwindigkeiten (bis 5-fach gegen-

über Schnellarbeitsstahl) betreiben,

da Hartmetalle warmfester sind als

Schnellarbeitsstähle. Sie werden meist

mit höherer Genauigkeit gefertigt

(Schaftdurchmesser mit h 6), sodass

sich auch enger tolerierte Bohrungen

innerhalb der Toleranzklasse IT 8 mit

Oberflächengüten bis R z = 4 μm her-

stellen lassen. Das heißt, dass in vie-

len Fällen das Senken entfallen kann.

Hartmetalle haben einen nahezu dop-

pelten E-Modul. Bei gleicher Gestalt

haben Hartmetallbohrer somit die dop-

pelte Biegesteifigkeit gegenüber Stahl-

bohrern. Hinzu kommt, dass sie in

überwiegender Zahl der Fälle bzw.

wo möglich als Kurzbohrer ausge-

führt werden. Sie können daher häu-

figer ohne Vorzentrierung eingesetzt

werden. Bohrbuchsen sind dann nicht

erforderlich.

Bild 4.6: Standwege von HSS-Bohrern mit unterschiedlicher Behandlung.

Sta

ndw

ege

Schnittgeschwindigkeit vc Vorschub f

20 40 m/min 160 0,08 0,16 mm 0,63

16

m

6,3

2,5

1,0

0,4

Vorschubf = 0,1 mm

Werkstoff : 42 CrMo 4 VRm : 1000 N · mm-2

Sackloch : 16 mm tiefWerkzeug : S-Bohrer, Typ N

DIN 338, 8 mm øKühlung mit Emulsion (1:20)

TIN-beschichtetTIN-beschichtetund nachgeschliffennitriert und dampf-angelassenblank

Schnittgeschw.vc = 25 m/min

65

Bild 4.7: Hartmetallbohrervarianten (nach Walter).

Vollhartmetall-Bohrer WSP-Bohrer Wechselplatten-Bohrer• vc niedrig • vc hoch • vc mittel• f hoch • f niedrig • f hoch• höhere Durchmesser- • Bohrweg kurz • höhere Durchmesser-

Genauigkeit • kein Nachschleifen Genauigkeit• bessere Oberfläche • konstante Länge • bessere Oberfläche• aufwendiges Aufbereiten • konstante Standzeit • Handlingsaufwand gering• Handlingsaufwand groß • Schneidstoff besser • Lagerhaltungskosten mittel• Lagerhaltungskosten hoch • anpassbar • An- und Überlaufwege hoch• An- und Überlaufwege hoch

D = 3 bis 16 mm D = 10 bis 18 mm D = 12 bis 31,5 mm

Bild 4.8: Einfluss des Schneidstoffs und der Beschichtung (nach Gühring).

Stahl C 45 V, 705 N/mm2, HB = 201d = 6 mm, l = 20 mm, Außenkühlung

HSS : S 6-5-2TiN : TiN BeschichtungMC : MultigradschichtenVHM : Vollhartmetall

Sch

nitt

gesc

hwin

digk

eit

Vors

chub

gesc

hwin

digk

eit

1200

mm/min

800

600

400

200

0

120

mm/min

80

60

40

20

0

HSS, blan

k

HSS, TiN

HSS, MC

VHM, blan

k

VHM, TiN

VHM, MC

VHM, MC

VHM, TiN

VHM, blan

k

HSS, MC

HSS, TiN

HSS, blan

k

f = 0

,120

mm

0,12

0

0,15

0

0,09

6

0,09

6

0,09

6

Vollhartmetallbohrer leistendas 5- bis 10-fache von HSS-Bohrern und sind erheblich ge-nauer – allerdings auch wesent-lich teurer.

Monolithische Bohrer aus Hartmetall

(Vollhartmetallbohrer, VHM) sind in al-

ler Regel zweischneidig. Mit der Zwei-

schnei digkeit lassen sich hohe Vor-

schübe pro Umdrehung realisieren.

Eine Querschneide, wie sie bei HSS-

Bohrern üblich ist, wird bei HM-Boh-

rern wegen der niedrigen Bruchzähig-

keit von Hartmetall möglichst vermie-

den. Dies geschieht durch Ausspit-

zungen des Bohrerkerns (Bohrersee-

le). Ein weiteres Merkmal dieser Boh-

rerart sind die Nebenschneiden oder

Führungsfasen. Sie sind für die opti-

male Führung des Werkzeugs an der

Bohrungswandung notwendig.

Hartmetallbohrer sind teurer. Ihr Ein-

satz lohnt sich jedoch, wenn dadurch

Maschinenzeiten eingespart werden.

Der direkte Werkzeugkostenvergleich

fällt in der Regel zu Ungunsten von

Hartmetall aus. Wenn jedoch wegen

66

des Entfalls von Operationen (Vorzen-

trieren, Senken) Bearbeitungszeiten

oder bei getakteten Maschinen Sta-

tionen eingespart werden, sind Hart-

metallbohrer angezeigt. Die Korngrö-

ße des Hartmetalls in der Größenord-

nung von 0.5 μm bis 3 μm bestimmt

die Schärfe der Schneide. Bohrer mit

Feinkorn < 1 μm lassen sich ähnlich

scharf ausführen wie solche aus

Schnellarbeitsstahl.

Neben den VHM werden aus Kos-

tengründen in größeren Durchmes-

serbereichen gebaute Bohrer aus Hart-

metall angeboten (Bild 4.7).

Auch Hartmetallbohrer werden be-

schichtet. Sie neigen dadurch weniger

zum Aufschweißen von Werkstoff und

arbeiten mit geringer Reibung. Als

Schichtstoffe werden eingesetzt TiN

(golden), TiCN (grau) und (TiAl)N/TiN

(violett). TiN ist eine kostengünstige

Standardschicht, TiCN weist geringe

Reibung auf, und (TiAl)N/TiN hat die

höchste Härte. Gradientenbeschich-

tun gen wurden entwickelt, um günsti-

ge Eigenschaftskombinationen zu er-

reichen.

Bild 4.8 zeigt empfohlene Schnitt-

und Vorschubgeschwindigkeiten von

Bohrervarianten aus Schnellarbeits-

stahl und Vollhartmetall für einen Boh-

rerdurchmesser von 6 mm. Die opti-

male Schnittgeschwindigkeit ist in gu-

ter Näherung unabhängig vom Boh-

rerdurchmesser, der Vorschub für Spi-

ralbohrer kann grob überschlägig mit

f = 0.02 x d angenommen werden.

Unter dieser Annahme gilt mit (4.2) und

mit vc [m/min] und vf [mm/min]:

Beispiel: Bohren einer Sackbohrung

von d = 10 mm Durchmesser mit

vc = 75 m/min ergibt eine Vorschub-

geschwindigkeit mit vf = 480 mm/min.

Die in Bild 4.8 angegebenen Daten

beziehen sich auf äußere Überflu-

tungskühlung. Wenn mit Spiralbohrern

mit Innenkühlung gearbeitet wird, las-

sen sich wegen der günstigeren Kühl-

schmierbedingungen um 10 % bis

15 % höhere Schnittgeschwindigkeiten

und 10 % höhere Vorschübe einstellen,

d. h. die Vorschubgeschwindigkeit

kann nach (4.2) um 20 % bis 25 % ge-

steigert und die Hauptzeit um diesen

Prozentsatz verringert werden.

Hartmetall-Wendeschneidplatten-

bohrer haben den Vorteil, dass die Plat-

ten ausgetauscht werden können. Sie

werden jedoch standardmäßig nur für

Bohrungsdurchmesser von 10 mm

oder größer (bis 120 mm) angeboten.

Da der Spantransport nicht in gleicher

Weise unterstützt wird wie bei Spiral-

bohrern, sollte eine Bohrtiefe von 3 x d

nicht überschritten werden. Die zwei

Schneiden sind asymmetrisch aus-

geführt (Bild 4.9 linkes Teilbild). Eine

Schneide ist die Zentrumsschneide

und überdeckt die Achse. Für sie wird

zähes Hartmetall verwendet. Eine an-

dere, außen liegende Schneide über-

deckt die Zentrumsschneide teilweise.

Sie muss aus warmfestem Hartmetall

bestehen, um die größeren Schnitt-

geschwindigkeiten und höheren Tem-

peraturen auszuhalten.

Bei kleinen Bohrdurchmessern ist

wegen der Lochklemmung und der

damit verbundenen Schwächung der

Platten Plattenbruch nicht auszu-

schließen. Tangentiale Spezialanord-

nungen der Platten bieten mehr Raum

für die Befestigung und können sich

günstiger verhalten (Bild 4.9, rechtes

Teilbild). Gerade in Transferstraßen ist ein

zuver lässig erreichbarer Standweg von

großer Bedeutung. So konnte bei der

Bearbeitung von geschmiedeten Kipp-

hebeln auf einer Transferstraße die

Bruchgefahr durch die tangentiale Spe-

zialanordnung der Platten behoben

werden.

Kurzlochbohrer mit Wendeschneid-

platten eignen sich besonders, wenn

unter schwierigen Einsatzbedingungen

gearbeitet werden muss wie Bohren in

die Schmiedehaut, Bohren einer Durch-

gangsbohrung bei schrägem Austritt

oder Bohren von Kreuzbohrungen.

Empfohlen wird an diesen Stellen trotz

des kurzen und biegesteifen Bohrers

eine starke Reduzierung des Vorschubs.

Die stabile Ausführung des Werkzeugs

kann dann für eine ausreichende Füh-

rung des Werkzeugs sorgen. Wenn es

zum Bruch einer Schneide kommt,

lässt sich die Platte austauschen.

Wenn Bohrer nichtrotierend einge-

setzt werden (in Drehmaschinen),

kommt es auf eine exakt zentrische

Lage an (Bohrerachse und Drehachse

koaxial); denn andernfalls werden der

Standweg und die Oberflächengüte

4.9: Kurzlochbohrer mit Wendeschneidplatten, radialer und tangentialer Einbau.

νf = 6.4 x νc (4.3)

67

beeinträchtigt. Die Kante der außen-

liegenden Platte muss parallel zur Vor-

schubrichtung und zur Drehachse der

Spindel liegen. Eine Ursache für das

Ausbröckeln der Zentrumsschneide

kann eine falsche Positionierung des

Bohrers sein. Da Halter und Bohrer je-

der für sich Lageabweichungen auf-

weisen, kann in diesem Fall eine Dre-

hung des Bohrers um 180° ganz oder

teilweise Abhilfe schaffen.

Nicht rotierende Bohrer müs-sen zentrisch positioniert werden.

Nichtrotierende Wendeschneidplat-

tenbohrer lassen sich für leichte Schnit-

te aus der Mitte herausfahren. Damit kön-

nen z. B. Fasen (Anfasen eines Kern-

lochs), kurze Senkungen oder Auskes-

selungen mit einem Werkzeug erzeugt

werden (Bild 4.10), vorausgesetzt dass

die Drehmaschine über eine C-Achse

oder eine eindeutige Spindelstoppein-

richtung verfügt. Bild 4.10 zeigt, wie die

Bohrstange so gestoppt wird, dass die

Bohrung mit einer auskragenden Drei-

kantplatte rückwärts gefast werden kann.

In Bohrstangen lassen sich mehrere

Wendeschneidplatten positionieren, so

dass eine Reihe von Formelementen mit

einem Werkzeug bearbeitet werden

kann. Bei ausreichendem Bohrungs-

durchmesser und ausreichendem axia-

len Abstand der Formelemente (z. B. An-

fasungen, Senkungen, Absätze in der

Bohrung) lassen sich Kassetten in die

Bohrstange einsetzen, andernfalls müs-

sen die Plattensitze ausgefräst und die

Platten direkt eingeschraubt werden.

Reicht auch das nicht wegen zu be-

engter Verhältnisse, können Stufen-

bohrer aus Vollhartmetall oder Schnell-

arbeitsstahl gewählt werden. Bohren mit

Mindermengenkühlschmierung ist mög-

lich (siehe auch Abschnitt 2.9). Dabei

übernehmen die im Luftstrom mitge-

führten Öltröpfchen zusammen mit ei-

ner geeigneten Beschichtung der Boh-

rer die Schmierwirkung, der Luftstrom

besorgt eine – wenn auch geringere –

Kühlwirkung an der Wirkstelle.

Mit Schnellarbeitsbohrern lassen sich

Bohrungsqualitäten um IT 11 bis IT 12,

mit Vollhartmetallbohrern zwei bis drei

Qualitätsstufen besser erreichen. Vo-

raus setzung für hohe Qualität ist eine

exakte Einspannung der Bohrwerkzeu-

ge.

4.3 Werkzeughalter

für rotierende

BohrwerkzeugeEs lassen sich wenigstens zwei

Schnittstellen zwischen Werkzeug und

Maschine unterscheiden: Die Spindeln

von Bohr- oder Fräsmaschinen und

Bearbeitungszentren nehmen Halter

auf (Schnittstelle 1). Die Spindeln wer-

den in aller Regel mit standardisierten

Spindelnasen ausgeführt. Das sind üb-

licherweise ISO Steilkegel nach

ISO 7388/DIN 69871 Teil 1 oder Hohl-

schaftkegel (HSK) nach DIN 69893-1.

Auch der in Abschnitt 3.2 beschriebe-

ne Capto-Halter ist inzwischen verbrei-

tet, nachdem das Unternehmen, das ihn

zunächst entwickelt hat, Lizenzen an an-

dere Hersteller vergibt und Rohlinge der

Halter angeboten werden. Die Halter

nehmen die eigentlichen Bohr-, Senk-,

Reib- und Gewindewerkzeuge auf

(Schnittstelle 2).

Bohrwerkzeuge mit kleinen Durch-

messern (maximal 10 mm) lassen sich

Bild 4.11: ISO-Steilkegel nach DIN 69 871 mit Spannzange (Quelle: Walter AG).

Bild 4.10: Anfasen von Bohrungen.

68

in Genauigkeitsspannzangen aufnehmen

(Bilder 4.11 und 4.12). Wegen der Ge-

fahr des Durchrutschens müssen bei

größeren Durchmessern positive (form-

schlüssige) Mitnehmer vorgesehen wer-

den. Bei normalen Spannzangen muss

mit einem Rundlauffehler von 25 μm ge-

rechnet werden, Genauigkeitsspann-

zangen können diese Abweichungen

halbieren. Für Vollhartmetallbohrer wer-

den bei höheren Ansprüchen Hydro-

dehnspannfutter oder thermische

Schrumpffutter mit Rundlaufabwei-

chungen bis herunter zu 3 μm ange-

boten (Bild 4.13). In der Praxis der Se-

rienfertigung werden überwiegend ther-

mische Schrumpffutter wegen ihrer Ro-

bustheit und ihrer günstigen Kosten

bevorzugt. Bild 4.14 gibt eine Übersicht

der wichtigsten Eigenschaften von Boh-

rerhaltern.

4.4 Kräfte, Momente

und LeistungenDie Maschinenleistung Pm [kW] beim

Bohren in Stahl mittlerer Festigkeit lässt

sich über eine grobe Überschlagsformel

als obere Grenze für das Bohren ins Vol-

le bestimmen mit dem Durchmesser

d [mm], mit dem Vorschub f [mm] und

der Schnittgeschwindigkeit vc [m/min],

bei einem mittleren Wirkungsgrad des

Hauptantriebs von η = 85 %.

Beispiel: Bohren einer Sackbohrung von

10 mm Durchmesser mit einem Vor-

schub von f = 0,2 mm und einer Schnitt-

geschwindigkeit von vc = 75 m/min er-

gibt nach (4.4) eine Maschinenleistung

von Pm = 3 kW.

Bild 4.13: Hydrodehnfutter. (Quelle: Walter AG)Bild 4.12: Hohlschaftkegel (HSK) nach DIN 69 893 für Spannzangenaufnahme.

(Quelle: Gühring)

Bild 4.14: Schnittstellen Werkzeug/Halter.

Drehzahlen < 20000 1/min < 30000 1/min > 30000 1/min < 2000 1/min

Momente mittel hoch sehr hoch niedrig

Genauigkeit < 3 μm < 3 μm < 2 μm keine Angabe

Dämpfung gut sehr gut sehr gut mittel

Steifigkeit hoch sehr hoch sehr hoch mittel

Handhabung mittel sehr einfach aufwendig einfach

Werkzeug-Spannsysteme

Präzisions-Spannzange

Hydrostat.Dehnspann-

futter

Schrumpf-futter

Pendelhalter

Pm = d x f x νc / 50 (4.4)

69

Wegen der Wirkung der Querschnei-

de kann die Vorschubkraft Ff [kN] kritisch

sein. Eine Überschlagsformel für das

Bohren ins Volle für Stahl mittlerer Fes-

tigkeit ist mit f [mm] und d [mm]:

Beispiel: Die zugehörige Vorschubkraft

ist dann nach (4.5) Ff = 2.2 kN.

Diese Kraft kann sich jedoch um 100 %

erhöhen, wenn die Querschneide stark

verschlissen ist. Umgekehrt lässt sie sich

deutlich senken, wenn der Bohrer aus-

gespitzt wird (siehe Abschnitt 4.2).

Für eine genauere Berechnung bzw.

für Werkstoffe mit anderen Festigkeiten

müssen die Leistungen und Kräfte nach

Kienzle über kc bzw. kf berechnet wer-

den (siehe Abschnitt 2.3). Die Spa-

nungsdicke h, die zur Bestimmung der

spezifischen Kräfte erforderlich ist, ist

vom Spitzenwinkel σ bzw. vom Einstell-

winkel κ nach (2.2) abhängig. Dann ist

die Bohrleistung an der Spindel d. h.

ohne Berücksichtigung eines Wir-

kungsgrades

Aus (4.6) lässt sich über die Winkel-

geschwindigkeit ω bzw. die Drehzahl n

(ω = 2 π n) das Drehmoment M an der

Spindel angeben

Die Komponenten der am Bohrer

wirkenden Kräfte lassen sich nach Ab-

schnitt 2.3 anschreiben zur Schnitt-

kraft Fc, Vorschubkraft Ff und Passivkraft

Fp. Dabei ist zu beachten, dass es zwei

oder mehr Schneiden gibt, an denen die

Kraftkomponenten wirken. Die Passiv-

kräfte heben sich weitgehend auf

(Bild 4.15).

Die Vorschubkraft an zwei Schneiden

ergibt sich über Kf.

4.5 HartbohrenHochbeanspruchte Bauteile werden

häufig vergütet oder gehärtet. Nach

dem Härten müssen Bohrungen einge-

bracht werden. Das Hartbohren ist ein

kritischer Prozess, der nicht selten ge-

gen Ende der Prozesskette stattfindet

und dadurch auch wirtschaftlich sensi-

bel ist. Für einsatzgehärtete Werkstücke,

also Teile mit einer 0,5 mm bis 1,5 mm

starken harten Schicht und zähem

Grundmaterial, ergibt sich häufig noch

die zusätzliche Schwierigkeit, im harten

Ff = 1.1 x f x d (4.5)

Bild 4.15: Kräfte beim Bohren.

Werkzeug

Werkstück

Vollbohren AufbohrenKräfte

*) aus Versuchen an Stahl Ck 45

rc = 0,41 · ra*) rc = 1 (ra + ri)2

Fp1 Fp2

Ff1 Ff2

2rc

Fp1 Fp2

Fc2

Fc1

2rc

ω

κ κ κ κ

ω

σ σ

hhbb

fzfz

2ri

vfvf

fz

vc

apap

2ra 2ra

fz

bbh

Pc = kc x QV (4.6)

M = Pc/ω bzw. M = Pc/(2 x π x n) (4.7)

Bild 4.16: Standmengen und Werkstoff.

Anz

ahl d

er B

ohru

ngen

700

600

500

400

300

200

100

0

Streubereich

56 NiCrMoV 7 100 Cr 6 X 210 Cr 12 X 38 CrMoV 5 158 HRC 62 HRC 62 HRC 62 HRC 318 / 14 496 © IFW

Werkzeug: VHM-Bohrer ø 6 mm K 40 F TiN - besch.

Schnittgeschwindigkeit: vc = 50m/minVorschub: f = 0,02 mmBohrtiefe: s = 12 mmKühlung: Emulsion 10%

70

und im weichen Gefüge bohren zu

müssen. Das Verschleißverhalten der

Bohrer ist vom Werkstoff, dessen Här-

temechanismen und vom Verschleiß-

zustand der Werkzeuge abhängig

(Bild 4.16). Die im Bild genannten Stäh-

le haben etwa gleiches Härteniveau,

aber unterschiedliche Härteträger. Der

100 Cr 6 weist martensitische Härte auf,

die Stähle X 210 Cr 12 und

X 38 CrMo V 5 1 haben karbische Här-

te träger. Der Stahl 56 NiCrMoV 7 ist ein

Warmarbeitsstahl. Die Standmengen

unterscheiden sich erheblich.

Im Bild 4.17 sind die erforderlichen

Schnittmomente eingetragen. Das

Schnittmoment wird durch den eigent-

lichen Trennvorgang, d. h. vom Wider-

stand gegen Trennen, und durch die

plastische Verformbarkeit bestimmt.

Entsprechend wirkt sich die Härte stark

aus [SPIN95].

Beim Hartbohren sollte ein begrenz-

tes Prozessfenster eingehalten wer-

den. Grundsätzlich werden Vollhartme-

tallbohrer eingesetzt. Dabei haben sich

Feinkornhartmetalle besonders bewährt

(Bild 4.18). Erst bei großen Bohrungs-

durchmessern werden Aufbohrwerk-

zeuge mit Schneidplatten verwendet.

Unter Schlichtbedingungen lassen sich

durch Hartbohren mit Vollhartmetall-

bohrern Maßgenauigkeiten im Bereich

IT7 bis IT9 und Oberflächengüten von

RZ = 2 μm bis 4 μm, in Sonderfällen

auch RZ = 1 μm, erreichen.

Gerade bei einsatzgehärteten Bau-

teilen lässt sich durch Hartbohren die

Fertigungsfolge erheblich verkürzen.

Besonders interessant ist, dass die ge-

splittete Wärmebehandlung (Aufkohlen

und Härten) bzw. das notwendige Ab-

decken beim Einsetzen entfallen können

(Bild 4.19 und Bild 4.20).

Die Möglichkeiten der Wärmeabfuhr

sind beim Hartbohren besonders un-

Bild 4.17: Drehmomente und Werkstoff (SPIN95).

56 NiCrMoV 7 100 Cr 6 X 210 Cr 12 X 38 CrNiMoV 51 Momentenverlauf

Streubereich4

Nm

3

2

1

0

Dre

hmom

ent

rela

tives

Dre

hmom

ent

0 2 4 6 8 mm 12Bohrtiefe s

318/14 062 © IFW

Werkzeug: VHM - BohrerK 40 F, TiN - besch.ø 6 mm

Schnittgeschw.: vc = 50 m/minVorschub: f = 0,02 mmBohrtiefe: s = 12 mmKühlung: Emulsion, 10%

WZ - Zustand neuwertig

Bild 4.18: Standzeiten und Korngröße des Schneidstoffs.

Sta

ndze

it

Vorschub f Schnittgeschwindigleit vc

160

min

63

40

25

16

10

6,3

4

2,5

1,6

1,0 0,01 0,025 0,063 mm 25 40 63 100 160 m/min

vc = 50 m/min

konventionellesHartmetall P 40rß ≥ 25 μm

Feinstkorn-hartmetall K 40Frß ≈ 10 μm

f = 0,02 mm

Werkstoff:100 Cr 6, 60 HRCWerkzeug:VHM-Bohrerd = 6 mm

Bild 4.19: Reduzierung der Arbeitsschritte beim Gewindebohren.

1. Aufkohlen undHärten

2. Abdrehen dergehärt. Schicht

3. Bohren4. Gewinden

1. Aufkohlen2. Abdrehen der

aufgekohltenSchicht

3. Wärmen4. Härten5. Bohren6. Gewinden

1. Abdecken derzu bohrendenStelle

2. Aufkohlen3. Wärmen4. Härten5. Entfernen der

Abdeckpaste6. Bohren7. Gewinden

1. Aufkohlen undHärten

2. Hartbohren /Senken

3. Gewinden

Fertigungsfolge beim Gewindeschneiden an gehärteten Werkstücken

Variante I Variante II Variante III Variante IV

318 / 2819 © IFW

71

günstig; denn zum einen entsteht we-

gen der Härte und Festigkeit eine hohe

Leistungsdichte vor den Schneiden und

zum anderen ist die Wärmeabfuhr aus

dem Bohrer behindert. Daher heizt er

sich während eines Bohrvorgangs stark

auf, dehnt sich dabei aus und kann

durch Wandreibung zusätzlich erwärmt

werden und klemmen. Daher hat es sich

bewährt, das Bohrwerkzeug schwach

konisch mit Verjüngung zum Schaft hin

auszuführen [SPIN95].

4.6 TieflochbohrenTieflochbohren (sprachlich korrekt:

Tiefbohren) dient zur Herstellung von

Bohrungen mit großem Verhältnis von

Bohrtiefe zu Bohrdurchmesser (bis 200

fach und mehr). Kleine Durchmesser bis

ca. 12 mm werden mit speziellen Spi-

ralbohrern oder Einlippenbohrern ge-

fertigt. Einlippenbohrer für größere Bohr-

tiefen werden mit Führungsleisten aus-

gestattet, um die dann auftretende Ra-

dialkraft aufzufangen.

Bearbeitungsbeispiel:

Kurbelwelle, Stahl C 45 V, 900 N/mm2

Bohrungsdurchmesser : 6 mm

Bohrlänge: 40 mm Bohrer aus Vollhart -

metall nach DIN6535-HA, Spiralbohrer

mit Innenkühlung, entspänen

n = 5250 1/min (v c = 100 m/min)

f = 0.15 mm (v f =788 mm/min)

Bohrer werden bis zu Durchmessern

von ca. 5 mm aus Vollhartmetall ge-

fertigt. Schneidteil und Führungsleisten

von Einlippenbohrern mit größeren

Durchmessern bestehen aus Hartme-

tall, die auf ein V-förmig gefalztes Rohr

aufgelötet sind, oder bei größeren

Durchmessern aus einem V-förmigen

Schaft mit einer Längsbohrung

(Bild 4.21). Durch das Innere des

Schaftes wird Kühlschmierstoff zur

Wirkstelle geführt, durch den freien

Querschnitt werden Späne und Kühl-

schmierstoff aus dem Bohrloch zwi-

schen Bohrungswand und Bohrrohr

herausgebracht. Es ist darauf zu ach-

ten, dass der Kühlschmierstoff ausrei-

chend gefiltert ist. Beim Anbohren wer-

den Führungsbuchsen verwendet, die

neben der Führung ein Abdichten zum

Werkstück übernehmen.

Bild 4.20: Bearbeitungsbeispiel Hartbearbeitung.

bisher Bauteil in Zukunft

1. Spanungsfrei glühen2. Drehen beider Seiten3. Bohren4. Zwischenkontrolle5. Zylinderstifte in Pass-

bohrungen einsetzten6. Verzahnen7. Demontieren der

Zylinderstifte8. Reiben der Passbohrung

oder Gewinden

1. Spanungsfrei glühen2. Drehen beider Seiten3. Verzahnen4. Einsetzen und Härten5. Bohren und Reiben

oder Gewinden

Werkstoff: 15 CrNi 6Zähnezahl: z = 36Stirnmodul: mn = 2,5

Ø 6

H6

Ø 1

53,3

53-0

,03

38,233-0,03

Bild 4.21: Einlippenbohrerschäfte.

Spanraum

KSS-Zufluss

Bild 4.22: BTA-Bohrkopf.

Späne + KSSKSS

Schneidplatte Führungsleisten Schneidplatte

72

73

Einlippenbohrer werden bis zu Durch-

messern von 25 mm (32 mm) einge-

setzt. Bei größeren Bohrungen wird

aus wirtschaftlichen Gründen meist das

BTA- oder das Ejektorverfahren ge-

nutzt (Bild 4.22). Beim BTA-Verfahren

wird der Kühlschmierstoff (ausschließ-

lich Öl) zwischen Bohrungswand und

Bohrerschaft an die Wirkstelle zugeführt.

Die mit Spänen beladene Flüssigkeit wird

durch den hohlen Schaft abgeführt.

Beim Ejektor-Verfahren wird mit einem

Doppelrohr gearbeitet, sodass das Öl

erst kurz vor der Wirkstelle nach außen

geleitet wird. Durch eine besondere

Düsenanordnung wird zudem eine Sog-

wirkung auf die Wirkstelle ausgeübt, was

die Spanabfuhr erleichtert. Beim BTA-

und beim Ejektorverfahren müssen be-

sondere Anbohrvorrichtungen und Öl-

zuführungen vorgesehen werden, so-

dass in der Regel auf Spezialmaschinen

gearbeitet wird.

Durch Tiefbohren lassen sich Boh-

rungstiefen bis zu 100 x d und mehr, ge-

mittelte Rautiefen von Rz = 5 μm (in Son-

derfällen 2 μm) und Bohrungsqualitäten

bis IT 8 (in Sonderfällen IT 7) in Stahl er-

reichen. Wegen der guten Führung der

Schneiden und des Glättungseffektes,

den die Führungsleisten mit sich bringen,

sind die Oberflächengüten erheblich

besser als beim konventionellen Bohren.

4.7 GewindebohrenGewindebohren dient der Herstellung

von Innengewinden. Gewindeboh rer

werden bis 50 mm Durchmesser ange-

boten, für größere Durchmesser sind die

Werkzeuge so aufwendig, dass sich

das Gewindeschneiden mit Gewin -

deschneidköpfen, das Gewindedreh en,

das Gewindestrehlen oder das Gewin-

defräsen meist als wirtschaftlicher er-

weisen. Gewindebohrer werden fast

ausschließlich aus Schnellarbeitsstahl

gefertigt. Sie bestehen aus dem An-

schnitt teil, dem Führungsteil und dem

Schaft. Anschnitt und Führungsteil wei-

sen ein Außengewinde mit Spannuten

auf, üblich sind 3 bis 5 Spannuten. Das

Gewinde wird von den Stegen zwischen

den Spannuten erzeugt.

Der Anschnitt sorgt für die Zentrierung

und ist für die Spanleitung und Span-

formung zuständig. Es werden 5 An-

schnittarten unterschieden. Anschnitt A

hat eine Anschnittlänge, die über 6 bis 8

Gänge geht. Damit lässt sich eine gute

Führung und eine geringe Beanspru-

chung der Schneiden in den einzelnen

Gängen erreichen; denn die Schneidar-

beit verteilt sich auf die 6 bis 8 Gänge. Im

Gegensatz dazu geht der Anschnitt E

über 1 ½ bis 2 Gänge, ist also extrem

kurz. Er wird für Gewinde, die bis annä-

hernd zum Bohrungsgrund gehen, ein-

gesetzt. Es entstehen wegen der gerin-

gen Zahl an Schneiden kräftige Späne,

die Schneiden werden hoch belastet. So-

weit möglich empfiehlt sich ein nicht zu

kurzer Anschnitt. Bei zähen Werkstoffen

wie Chrom- oder Chromnickelstählen

oder Titanlegierungen treten starke radiale

Verspannungen zwischen Bohrer und

Werkstück auf. Um die Reibung zu ver-

ringern, wähle man dünne Stege – aller-

dings mit dem Nachteil, dass sie nicht so

häufig nachgeschliffen werden können.

Der Anschnitt bestimmt weit-gehend das Verhalten des Ge-windebohrers.

Hinsichtlich der Spannuten lassen

sich 4 Varianten unterscheiden:

• Gerade Nuten für kurzspanende

Werkstoffe,

• Gerade Nuten und Schälanschnitt

für Stähle bei Durchgangsbohrun-

gen,

• Rechts gedrallte Nuten für Stähle bei

Sacklochbohrungen,

• Links gedrallte Nuten für zähe Stäh-

le und Durchgangsbohrungen.

Schälanschnitt und Linksdrall fördern

die Späne nach vorn, Rechtsdrall nach

hinten aus dem Bohrloch heraus. Das

Profil der Spannuten bestimmt den

Spanwinkel, wenn nicht im Anschnitt

besondere Anschliffe vorgenom men

werden. Gewindebohrer werden für die

Stahlbearbeitung mit Spanwinkeln zwi-

schen 3° bis 15° ausgeführt. Je höher

die Festigkeit des Werkstoffes ist,

desto geringer wird der Spanwinkel ge-

wählt, um die Schneiden mechanisch

zu stärken.

Gewindebohrer werden hinterschliffen

mit Winkeln um 3° bis 6°, wodurch die

Reibung herabgesetzt wird. Dem glei-

chen Ziel dient eine schwache Verjün-

gung des Führungsteils um 1:1000.

Wenn dennoch die Gefahr des Klem-

mens z. B. bei dünnwandigen Werk-

stücken aus zähem Werkstoff besteht,

kann das Herausschleifen einzelner

Gänge/Schneiden helfen, die Reibung

herabzusetzen.

Wegen der erschwerten Spanabfuhr

und der bestehenden Bruchgefahr wird

beim Gewindebohren mit niedrigen

Schnittgeschwindigkeiten gearbeitet.

Für Kohlenstoffstähle liegen sie zwischen

5 m/min bis 15 m/min (größere Ge-

schwindigkeiten für weniger feste Werk-

stoffe von 400 N/mm2, niedrigere Wer-

te für 900 N/mm2). Schnittgeschwin-

digkeiten für legierte Stähle werden je

nach Festigkeit zwischen 2 m/min bis

9 m/min eingestellt.

Der Vorschub beim Gewindeschnei-

den entspricht der Steigung des Ge-

windes. Der Vorschub muss von den

Maschinen, auf denen gearbeitet wird,

bereitgestellt werden. Dies kann mecha -

nisch über Leitpatronen ähnlich Leit-

spindeln oder mechatronisch über die

Steuerung besorgt werden. „Schwim-

mende“ Halter können für einen Aus-

gleich bei Vorschubabweichungen (ma-

schineller Vorschub geringer als Stei-

gung!) sorgen. Charakteristisch für das

Gewindebohren ist, dass am Gewin -

deende die Drehrichtung des Bohrers

umgekehrt werden muss. Bei Drehung

in Gegenrichtung können sich Späne

verklemmen. Abhilfe können eine bes-

sere Schmierung, ein optimierter An-

schnitt und ein geringerer Freiwinkel (Hin-

terschliff) schaffen. Die Drehrichtungs-

umkehr muss von den Maschinen ge-

leistet werden. Bei Einspindelmaschinen

kann dies durch Umschaltung der Spin-

deldrehrichtung geschehen. Bei Mehr-

spindeldrehautomaten mit zentralem

Spindelantrieb wird die Spindel, auf

der Gewinde geschnitten wird, entkop-

pelt, oder auf der Werkzeugseite wird ein

Überholantrieb für das Werkzeug vor-

gesehen. Um Probleme bei der Tiefen-

begrenzung zu vermeiden, können

Rutschkupplungen eingesetzt werden,

die sich zudem elektrisch überwachen

lassen. Solche Vorrichtungen können

auch bei fehlender Kernbohrung Kolli-

sionen mit hohem Schadenspotenzial

vermeiden.

Das Gewindeschneiden ist ein spa-

nendes Verfahren mit hohem Reiban-

teil. Daher haben sich reibungsmin-

dernde Beschichtungen wie Titannitrid

TiN oder Titankarbonitrid TiCN be-

währt. Gegenüber blanken, unbe-

schichteten Bohrern lässt sich die

Schnittgeschwindigkeit um 30% bis

50% steigern. Die Oberflächenqualität

wird verbessert.


Gewindebohren eines Pleuels aus Stahl

Ck 35 V,

Innenfeingewinde M 12 x 1,25,

Schnittgeschwindigkeit: vc = 6 m/min,

Gewindebohrer blank:

Standmenge: 300 Teile,

Gewindebohrer TiN-beschichtet:

Standmenge: 1200 Teile,

Gewindebohrer TiN-beschichtet,

nachgeschliffen: 400 Teile.

Innengewinde mit größerem Durch-

messer werden durch Drehen, Streh-

len (Drehen mit mehrgängigem Dreh-

werkzeug) oder Fräsen erzeugt. Bei ho-

her Produktivität lassen sich Gewin-

deschneidköpfe einsetzen, die am Hu-

bende gesteuert zusammenfallen (coll-

absible tap) und so eine Drehrich-

tungsumkehr überflüssig machen.

Mit bahngesteuerten NC-Maschi-

nen lassen sich größere Innengewinde

durch Gewindefräsen erzeugen. Das

Verfahren zeichnet sich durch hohe Ro-

bustheit und Prozesssicherheit sowie

durch hohe Flexibilität aus. Neuere

Bearbeitungszentren verfügen über

geeignete Unterprogramme, die para-

metriert werden können, um an die je-

weilige Aufgabe angepasst zu werden.

Durch Gewindefräsen lässt sich ein wei-

ter Bereich von Durchmessern mit ei-

nem Fräser fertigen, solange die Stei-

gung dieselbe ist.

4.8 ReibenDurch Reiben werden vorgebohrte

Bohrungen mit hoher Maßgenauigkeit

und hoher Oberflächenqualität erzeugt.

Die Lagegenauigkeit kann nicht, die

Formgenauigkeit nur wenig beeinflusst

werden. Die erreichbaren Toleranzfelder

liegen bei IT8 bis IT7, bei günstigen Be-

dingungen und besonderem Aufwand

auch bei IT6. Reiben ist ein Endbear-

beitungsverfahren, das dem Bohren ins

Volle, dem Aufbohren oder Senken

folgt. Prinzipiell handelt es sich selbst

um ein Aufbohren mit geringen Schnitt-

tiefen. Untermaße der Vorbohrungen

liegen bei 0,1 mm bis 0,4 mm (für Boh-

rungsdurchmesser von 4 mm bis

75 mm). Die Reibwerkzeuge, auch

Reibahlen genannt, werden aus

Schnellarbeitsstahl oder Hartmetall an-

geboten. Reibahlen werden auch be-

schichtet (TiAlN) hergestellt, um den

Reibverschleiß zu mindern. Schnitt-

geschwindigkeiten in Stahl liegen für

blanke HSS-Reibahlen bei 12 m/min,

für beschichtete VHM-Werkzeuge bis

50 % höher, die Vorschübe je Schnei-

de zwischen 0,07 mm bis 1,2 mm.

Letztere sind vom Anschnitt abhängig;

denn damit wird die Spanungsdicke be-

stimmt. Für Maschinenreibahlen werden

üblicherweise Anschnittwinkel kleiner

45° gewählt. Kleinere Anschnittwinkel

sind nur für Durchgangsbohrungen

geeignet.

Tafel 4.1: Schnittdaten zum Reiben mit Einschneiden-Werkzeugen (nach Mapal).

Werkstoff Vorschub Schnittgeschw.

[mm] [m/min]

Stahl, ≤ 750 N/mm2 0,2 – 0,4 12 – 90

Stahl, > 750 N/mm2 0,1 – 0,4 12 – 70

Bild 4.23: Ein- und zweischneidige Reibwerkzeuge mit Führungsleisten. (Quelle: Mapal)

74

Durch Reiben lassen sichnur die Maßgenauigkeit undOberflächengüte verbessern,nicht die Lagegenauigkeit.

Seit einiger Zeit werden Ein- und

Zweischneiden-Reibwerkzeuge mit

Stützleisten zum Auffangen der radia-

len Kräfte angeboten (Bild 4.23). Die

Messer dieser Werkzeuge sind aus-

tauschbar. Wegen der günstigeren

Spanungsbedingungen lassen sich er-

heblich höhere Schnittgeschwindig-

keiten mit diesen Werkzeugen erreichen

(Tafel 4.1), was besonders bei Taktzeit

bestimmenden Arbeitsgängen interes-

sant ist. Es empfiehlt sich mit Öl oder

wenigstens fetter Emulsion zu arbeiten.

4.9 NE-Metalle


Auf die Zerspanbarkeit von Alumini-

um und Aluminiumlegierungen im All-

gemeinen wurde in Abschnitt 2.10

eingegangen. Zum Bohren werden

Schnellarbeitstahl- und Hartmetall-

werkzeuge eingesetzt. Besonders bei

weichen Werkstoffen kann der Span-

transport aus der Bohrung kritisch

sein. Dem muss durch Entspänen oder

durch Innenhochdruck-Kühlschmie-

rung begegnet werden. In Tafel 4.2 sind

Schnittwerte zum Bohren ins Volle an-

gegeben.

Titanlegierungen

Auf die Zerspanbarkeit von Titan

und Titanlegierungen im Allgemeinen

wurde in Abschnitt 2.10 eingegangen.

Da das Bohren häufig der letzte Ar-

beitsgang zur Fertigung eines Werk-

stückes ist, ist ein sicherer Prozess an

einem teuren Bauteil besonders wich-

tig. In der Serienfertigung werden Boh-

rungen in Umformteilen zunehmend im

Sinne einer Komplettbearbeitung in

Dreh- oder Fräsprozesse integriert.

Das impliziert andererseits, dass auf

aufwendigen Maschinen gearbeitet

wird. Der Bohrprozess muss folglich

möglichst produktiv ausgeführt werden.

Sicherheit und Produktivität zu verein-

baren, stellt eine besondere Heraus-

forderung dar.

Es werden Bohrer aus Schnellar-

beitsstahl und Hartmetall mit und ohne

Beschichtung eingesetzt. Die Schnell-

arbeitsstähle sind S 6-5-2-5, also eine

besonders warmfeste Sorte, oder pul-

vermetallurgisch hergestellter Schnell-

arbeitsstahl mit dichtem, gleichmäßi-

gem Gefüge, das besondere Kanten-

schärfe zulässt. Die Vollhartmetallboh-

rer (VHM) werden der Anwendungs-

gruppe K20 zugeordnet. Sie können

blank, TiN- oder TiAlN-beschichtet

sein. Beim Bohren ins Volle besteht das

Problem, dass vor dem Bohrerkern

Werkstoff stark verformt und wegge-

drückt werden muss. Dadurch kommt

es ohne weiteres zu starker Kaltver-

festigung des Werkstoffes. Um diese in

Grenzen zu halten, müssen Schnellar-

beitsstahlbohrer sorgfältig ausgespitzt

werden. Zur ausreichenden Wärme-

abfuhr empfiehlt sich Innenkühlung

oder häufiges Entspänen, wobei die

Bohrerspitze intensiv gekühlt werden

sollte. Tafel 4.3 gibt Schnittwerte für das

Bohren von Titanlegierungen wieder.

4.10 Bohrprobleme,

Praxistipps

Die Empfehlungen gehen von einer

Stahlzerspanung aus, wenn nicht an-

ders angegeben. Sie sind nach dem Er-

scheinungsbild geordnet, mit „•“ sind

die möglichen Maßnahmen genannt

Tafel 4.2: Schnittwerte für das Bohren von Aluminium.

Tafel 4.3: Schnittwerte für das Bohren von Titan.

HSS VHM

vc [m/min] f [mm] vc [m/min] f [mm]

≤ 10 ≤ 0.10 ≤ 60 ≤ 0.16

Werkstoff HSS HW

vc m/min f mm vc m/min f mm

weiche

Al-Legierung ≤ 200 ≤ 0,15 ≤ 400 ≤ 0,15

HB = 60

ausgehärtete

untereutektisch ≤ 100 ≤ 0,15 ≤ 200 ≤ 0,15

Al-Legierung

eutektische und

übereutektische ≤ 50 ≤ 0,15 ≤ 100 ≤ 0,15

Al-Legierung

75

76

Merkmal Maßnahmen

Standweg zu gering • Drehzahl/Schnittgeschwindigkeit verringern

Eckenverschleiß • Bohrer mit verschleißfesterer Schicht (TiAlN) wählen


Standweg zu gering • Vorschub verringern

Freiflächenverschleiß • Drehzahl/Schnittgeschwindigkeit verringern

• Mittigkeit des Bohrers prüfen

• Innenkühlung vorsehen

Standweg zu gering • Reibungsmindernde Schicht (TiN) wählen

Querschneidenverschleiß • Vorschub verringern

• Bohrer ausspitzen


Bohrer bricht • entspänen, häufiger entspänen

erforderliches Drehmoment zu hoch • Bohrer nachschleifen

• Vorschub verringern



Bohrer quietscht • Kühlschmierung verbessern

hochfrequente Schwingung durch Reibung • Auf Ölschmierung umstellen

• Innenkühlschmierung vorsehen

• Schneidenecke verschlissen, Bohrer nachschleifen

Bohrdurchmesser zu weit • Anschliff prüfen

Unrundlauf des Bohrers, Aufschweißungen • Bohrerdurchmesser prüfen


• Ölkühlschmierung vorsehen

Bohrdurchmesser zu klein • Bohrerdurchmesser prüfen

Arbeitstemperatur zu hoch • Ölkühlschmierung vorsehen


Lage der Bohrung fehlerhaft • Bohrung zentrieren

Bohrer verläuft • Bohrbuchse verwenden

• Abstand der Bohrbuchse minimieren

Unterbrechung durch lange Wendelspäne • Vorschub nach jeweils 1 x d unterbrechen

Ungünstige Spanformen durch zähen Werkstoff • Häufiger entspänen

• Bohrer mit geringerem Drallwinkel wählen

• Tieflochanordnung wählen

Unsauberes Gewinde • Für bessere Schmierung sorgen, Öl hoher Zähigkeit

Hohe Reibung im Führungsteil • Axialen Vorschub überprüfen

• Schmale Stege wählen

• Einzelne Gänge herausschleifen

Unsauberes Gewinde, Bohrerbruch • Umschaltpunkt überprüfen

Klemmen der Späne beim Rücklauf • Spänespülung verbessern

• Gewindebohrer mit stärkerem Drall wählen

• Gewindebohrer mit geringerem Freiwinkel wählen

77

Das Räumen ist ein produktives spa-

nendes Verfahren der Serienfertigung.

Funktionsflächen hoher Oberflächengüte

bei großer Maß- und Formgenauigkeit

können durch einen einzigen Werk-

zeughub erzeugt werden. Das Verfah-

ren zeichnet sich durch hohe Zerspan-

leistung aus. Räumwerkzeuge führen

eine geradlinige, in Sonderfällen auch

schraubige Schnittbewegung aus. Spe-

zielle Varianten (Drehräumen, Wälz-

schaben von Evolventenflächen) arbei-

ten mit rotierenden Schnittbewegungen.

Räumwerkzeuge sind aus mehre-

ren/vielen gestaffelt angeordneten

Schneiden aufgebaut (Bild 5.1). Das

Räumen ist das einzige spanende Ver-

fahren, das ohne Vorschubbewegung

arbeitet; denn der Eingriff von Schneide

zu Schneide wird durch deren Staffelung

erreicht. Die Spanungsdicke fz ist also

durch das Werkzeug vorgegeben und

kann nicht wie bei anderen spanenden

Verfahren durch Maschineneinstellungen

verändert werden.

Es ist zwischen dem Innen- und Au-

ßenräumen zu unterscheiden. Beim In-

nenräumen wird ein Werkzeug durch

eine vorgearbeitete Bohrung gezogen

oder gedrückt. Typische Anwendungen

des Innenräumens sind die Herstel-

lung von profilierten Bohrungen wie

Vierkanten, Mehrkanten, Vielkeilprofile,

Innenverzahnungen und Nuten (Bild 5.2).

Da die profilgebundenen und wegen der

Staffelung (Spanungsdicke) meist auch

werkstoffgebundenen Werkzeuge durch

ihren komplexen Aufbau aufwendig

sind, wird das Innenräumen entweder

nur in der Serienfertigung eingesetzt

5. Räumen

5.1 Verfahrensgrundlagen

Spannschaft

Kalibrieren

Schlichten

Schruppen

Spannschaft

Nachschliff

Spanraum

Teilung Is

Staffelung,Vorschub je ZahnSpanungsdicke

h

Bild 5.1: Innenräumwerkzeug mit Staffelung.

Innenprofile

Außenprofile

Bild 5.2: Innen- und außengeräumte Profile.

oder für die Herstellung von genormten

oder sonstigen standardisierten Profilen,

wenn ein aufwendiges Werkzeug über

eine größere Zahl von Aufträgen oder

unterschiedlichen Einsätzen amortisiert

werden kann (Beispiel: genormte Viel-

keilprofile).

Räumen ist produktiv, aller-dings sind die Werkzeuge auf-wendig. Sie müssen über grö ßereStückzahlen amortisiert werden.

Das Außenräumen dient der Herstel -

lung von ebenen oder profilierten Flä-

chen. Es ist häufig die produktivere Al-

ternative zum Fräsen. Allerdings ist auch

hier ausreichende Seriengröße voraus-

zusetzen (Bild 5.2). Räummaschinen

können für waagerechte oder senk-

rechte Hubbewegung (Richtung der

Schnittbewegung) ausgeführt werden.

Beim Innenräumen wird ein vorge-

bohrtes Werkstück in die Arbeitspositi-

on gebracht. Dann wird die Räumnadel

in die Bohrung eingeführt und soweit

durchgeschoben, bis ihr Ende von einer

Klemmeinrichtung im Räumschlitten ge-

fasst werden kann. Anschließend wird die

Räumnadel vom Räumschlitten durch

die Bohrung hindurch gezogen oder ge-

schoben, wobei die Spanabnahme er-

folgt. Wenn die Räumnadel gänzlich

durch die Bohrung gezogen oder ge-

schoben ist, wird das Fertigteil aus dem

Arbeitsraum heraus befördert, das Ende

der Räumnadel von einer Transport- und

Haltevorrichtungen gegriffen und in die

Ausgangsposition zurückgefahren. Der

Vorgang wiederholt sich dann für das

nächste Werkstück.

Beim Außenräumen entfällt das Ein-

fädeln des Werkzeugs. Es wird lediglich

an dem Werkstück vorbeigeführt, wobei

wegen der Staffelung der Schneiden die

Spanabnahme erfolgt. Beim Außenräu-

men sind von der Maschine erhebliche

Abdrängkräfte aufzunehmen. Die Ma-

schine muss entsprechend steif in Quer-

richtung sein.

Durch Räumen lassen sich hohe Maß-

und Formgenauigkeiten bis IT 7 (normal

IT 8) erreichen. Auch hohe Oberflä-

chengüten Rz bis 5 μm (normal

Rz = 6.3 μm bis 25 μm, mit besonderem

Aufwand bis 1 μm) können erzeugt

werden. Die Lagegenauigkeit beim In-

nenräumen kann allerdings kritisch sein;

denn die Werkstücke werden meist

schwimmend aufgelegt und die schlan-

ken Werkzeuge besitzen nur eine be-

grenzte Quersteifigkeit.

Räumwerkzeuge werden meist aus

Schnellarbeitsstahl gefertigt. Üblich sind

die Schneidstoffe

HS 6-5-2, HS 6.-5-2-5 oder HS 2-9-2

mit Härten von 64 HRC bis 66 HRC.

Wegen der stoßartigen Belastung der

Schneiden muss der Schneid stoff aus-

reichend zäh sein. Die Räumwerkzeuge

können zur Erhöhung des Standweges

beschichtet werden, und zwar mit Ti-

tannitrid (TiN) oder Titankarbonitrid

(TiC)N). Wegen des gehärteten Schnell-

arbeitsstahles können nur Beschich-

tungsverfahren mit Arbeits temperaturen

unterhalb der Anlass temperatur einge-

setzt werden. Das sind PVD-Verfahren

bei 480 °C bis 500 °C. Wegen ihres

hohen Wertes müssen Räumwerkzeu-

ge mehrfach nachgeschliffen werden.

Dies erfolgt an der Spanfläche, wobei die

Erstbeschichtung dort verloren geht.

Gleichwohl hat die Beschichtung auf der

Freifläche eine Stützwirkung und verzö-

gert den Verschleiß. Um die Nach-

schliffstärke in Grenzen zu halten, wird

vorteilhafter Weise nur bis zu einer Ver-

schleißmarkenbreite von 0,2 mm gear-

beitet. Für Großserien werden in einigen

Fällen auch Räumwerkzeuge mit Hart-

metalleinsätzen verwendet. Die Wirt-

schaftlichkeit für die Wahl des Schneid-

stoffes ist dabei zu prüfen.

Werkstoffe mit Festigkeiten in einem

weiten Bereich von 400 N/mm2 bis

1000 N/mm2 lassen sich räumen. Es hat

sich allerdings bewährt, Stahlwerkstücke

in Festigkeiten von 500 N/mm2 bis

900 N/mm2 zu halten, um die Schneiden

nicht zu überlasten (hohe Festigkeit) oder

um Schmieren und ungünstige lange

Späne (geringe Festigkeit) zu vermeiden.

Während eines Werkzeughubs werden

im Allgemeinen Schrupp-, Schlicht-,

Feinschlicht- und Kalibriervorgänge aus-

geführt. Durch Variation der Staffelung

lassen sich die Spanungsdicken fz ent-

sprechend anpassen (Tafel 5.1). Zwi-

schen den Schneiden muss ausrei-

chend Spanraum vorhanden sein; denn

während eines Werkzeughubes müssen

die Späne in den Spanräumen zwangs-

frei transportiert werden können. Dazu

werden Spanraumfaktoren SR abhängig

vom Werkstoff angesetzt. Die Teilung ei-

nes Räumwerkzeugs ls [mm] ergibt sich

dann mit der Spanungsdicke h bzw.

fz [mm] und der Räumlänge im Werk-

stück lw [mm] zu:

ls = SR x fz x lw (5.1)Tafel 5.1: Spanungsdicken, Spanraumzahlen und Schnittgeschwindigkeiten.

Werkstoff fz [µm] SR vc [m/min]

Schruppen Schlichten

Stahl 10-150 3-30 5-15 6-25

NE-Metall 20-200 10-40 3-12 10-40

Kunststoffe 30-60 10-30 5-15 10-40

78

Übliche Räumlängen (lw durch das

Werkstück vorgegeben) beim Innen-

räumen liegen bei zweimal Bohrungs-

durchmesser. Aus der Teilung und der

möglichen Spanungsdicke lassen sich

die aktive Länge des Räumwerkzeugs

und damit also der notwendige Räum-

hub ermitteln, der in der Räummaschi-

ne zur Verfügung stehen muss. Die

Schnittgeschwindigkeiten sind in der

Regel für sämtliche Phasen des Werk-

zeughubs konstant (Tafel 5.1).

Als Kühlschmierstoffe werden für Stahl

meist Mineralöle oder hoch additivierte

Emulsionen verwendet. Aluminium wird

vorteilhaft mit Petroleum oder ähnlichen

wenig zähen Kohlenwasserstoffen ge-

räumt.

Die höchsten Kräfte treten in der

Schruppphase auf. An jeder Schneide

greift eine linienförmig verteilte Zer-

spankraft an. Beim Außenräumen kön-

nen die Schneiden einen Neigungs-

winkel λ aufweisen. Dann hat die Zer-

span kraft eine Querkomponente Fp,

die von den Führungen der Maschine

aufgenommen werden muss.

Die Schnittkraft Fc [N] lässt sich – wie

vorn ausgeführt (siehe Abschnitt 2.3) –

mit dem Ansatz von Kienzle über die

spezifische Schnittkraft kc ermitteln.

Dabei ist zu berücksichtigen, dass die

Schnittkraft an jeder im Eingriff befind-

lichen Schneide angreift. Überschläglich

lässt sich für einen Stahl mittlerer Fes-

tigkeit annehmen:

Darin ist U [mm] die Länge des zu

räumenden Profils, bei einem Kreisprofil

also der Kreisumfang und z die maxi-

male (ganze) Zahl der Schneiden im

Eingriff:

Beispiel: In Stahl mittlerer Festigkeit soll

eine Bohrung von 20 mm Durchmesser

und eine Länge von 25 mm geräumt

werden. Es wird fz = 20 μm und eine

Spanraumzahl von SR = 10 gewählt. Da-

mit ergibt sich eine Teilung von

ls = 7,1 mm. Die maximal im Eingriff be-

findliche Schneidenzahl ist dann z = 4.

Daraus folgt eine Schnittkraft nach (5.2)

Fc = 63 kN.

Die Gesamtschnittkraft schwankt

über dem Hub, da nacheinander

Schneiden in den und aus dem Eingriff

kommen (Bild 5.4). Diese Kraftschwan -

kungen regen die Maschine zu Schwin-

gungen an. Besonders steilflankig und

damit besonders kritisch ist der Kraft-

ver lauf, wenn die Schneiden über ihrer

gesamten Länge plötzlich in Eingriff

kommen (rechtes Teilbild, λ = 0, in der

Regel beim Innenräumen). Um die

Kraftschwankungen nicht zu stark wer-

den zu lassen, sollten beim Schruppen

immer mindestens drei Schneiden,

besser mehr im Eingriff sein. Räum-

maschinen müssen für die hohe dyna-

mische Anregung ausgelegt sein.

Die meisten Innenräummaschinen

arbeiten mit gezogenen Werkzeugen.

Dann ist gerade in der Anfangs- oder

Schruppphase der unbelastete Teil des

Räumwerkzeugs lang und neigt zu er-

heb lichen Biegeschwingungen. Einige

Innenräummaschinen arbeiten daher mit

drückendem Werkzeug. Diese Anord -

nung hat zwar den Vorteil, dass das

Werkzeug mit seiner Einspannung gut

geführt ist, weist aber den Nachteil auf,

dass die Werkzeuge auf Knicken be-

ansprucht werden, was kritisch sein

WerkstückSchneide

Räumwerkzeug

Span

Ff

Fc

Fc

FfFp

Fz

vc

ls

Fc

dw

lwλ

Fp

h

Bild 5.3: Kräfte an der Schneide.

79

z = ceil (lw/ls) (5.3)

Fc = 250 x z x U (5.2)

kann. Eine in diesem Zusammenhang

inte ressante Anordnung bietet das Prin-

zip einer Zug-Druck-Räummaschine

[LLR03].

Kenngrößen für Räummaschinen

sind die maximale Räumkraft und die

maximale Räumlänge. Angeboten wer-

den Innen- und Außenräummaschinen

mit Räumkräften bis 1200 kN und

Räumhüben bis 3000 mm. Die Antrie-

be können elektromechanisch oder

hydraulisch ausgeführt sein.

Die Anordnung der Schneiden wird

meist so gewählt, dass eine Tiefen-

staffelung entsteht. Das bedeutet, dass

die Schneiden parallel zur Endkontur lie-

gen. Bei einer Seitenstaffelung wird

das Material quer zur Endkontur ge-

räumt (Bild 5.5). Seitenstaffelung wird

eingesetzt, um überhöhten Verschleiß

als Folge einer Guss- oder Schmiede-

haut eines Werkstücks zu umgehen.

Das Räumen ist ein schwieriges spa-

nendes Verfahren, das hohe technolo-

gische Anforderungen stellt. Beim In-

nenräumen müssen die Vorbohrungen

in engen Toleranzen liegen, die geringer

als die maximale Spanungsdicke sein

müssen. Zu kleine Vorbohrungen ma-

chen Räumen unmöglich. Wenn die Vor-

bohrungen zu groß sind, ist mit Ver-

Tafel 5.2: Bearbeitungsbeispiele [SCHW80].

Bauteil Werkstoff Festigkeit Schnitt- Standweg

geschwindigkeit

[N/mm2] [m/min] [m] (Teilezahl)

Lenkzahnstange Cf 45 V 700 bis 900 20 bis 24 180

(9000)

PKW-Pleuel Ck 45 V 700 25 250

(10000)

Schwinghebel 16 MnCr 5 600 bis 700 6 380 – 490

(17000 – 22000)

Kurbelwellenlagerdeckel GG 26 260 6; 10; 25; 1500

(10000)

Scheibenbremsbügel GGG 50 500 16 900

(15000)

80

Räumhub Räumhub

Sch

nitt

kraf

t Fc

Sch

nitt

kraf

t Fc

Iw Iw

Is Is

λ = 0

IsIs

^FcRE

^FcTR

a a

Bild 5.4: Schnittkraft-Zeitverlauf.

laufen und großen Lageabweichungen

zu rechnen. Dieser Fehler kann auch

zum Verhaken und zum Abreißen des

Werkzeugs führen. Auch muss die Auf-

lagefläche des Werkstücks rechtwink-

lig zur Vorbohrung sein. Wenn beson-

dere Lage- oder Winkligkeitstoleranzen

vorgegeben sind, sollte man wegen die-

ser beim Innenräumen nicht ohne wei-

teres einzuhaltenden Toleranzen zu-

nächst die Innenräumoperation durch-

führen und erst danach die Außenbe-

arbeitung vornehmen, wobei dann in

den geräum ten Flächen aufgenommen

wird.

Auch gehärtete Werkstücke lassen

sich räumen. Als Schneidstoffe werden

dann in der Regel Hartmetall oder ku-

bisch kristallines Bornitrid (PCBN) ver-

wen det. Maschinen und Werkzeuge

müssen für das Harträumen ausgelegt

sein.

Einige Bearbeitungsbeispiele für das

Innen- und Außenräumen sind in Ta-

fel 5.2 enthalten, die eine Vorstellung der

Produktivität geben sollen. Wegen der

technologischen Schwierigkeiten des

Verfahrens Räumen müssen alle Vor-

kehrungen getroffen werden, dass es

nicht zum Abreißen oder zu groben Be-

schädigungen der aufwendigen Werk-

zeuge kommt. Es empfiehlt sich, von

Maschinen- oder Werkzeugherstellern

Proberäumungen vornehmen zu lassen

und die Maschinen oder Werkzeuge

erst nach ausreichender Sta tistik ab-

zunehmen.

5.2 Räumprobleme,


Stahlzerspanung aus, wenn nicht an-

ders angegeben. Sie sind nach dem Er-

scheinungsbild geordnet, mit „•“ sind

die möglichen Maßnahmen genannt.

Tiefenstaffelung Seitenstaffelung

Werkzeug

Werkstück

Bild 5.5: Staffelung von Räumwerkzeugen.

81

Merkmal Maßnahmen

Rattermarken

Schwingungen durch Schneideneingriff • Führung der freien Räumnadel vorsehen

• Ölkühlschmierung vorsehen

• Staffelung verringern

• Mechanischen Antrieb wählen

• Zug- Druckräumen wählen

• Teilung des Werkzeugs optimieren

• Schrägverzahnung beim Außenräumen

Lagefehler der Bohrung

radiale Querkräfte • Führung der freien Räumnadel vorsehen

• Werkzeugführung einsetzen

• Ungleichmäßigen Verschleiß vermeiden

• Früheres Nachschleifen

• Zug-Druckräumen wählen

• reibungsarme Schichten (TiN)

Geringe Standmenge

hoher Freiflächen- • Verschleißmindernde Schichten (TiAlN)

oder Eckenverschleiß • Hartmetallwerkzeuge einsetzen

• Schnittgeschwindigkeit mindern

• Schnittgeschwindigkeit erhöhen

• Staffelung verringern, 2 Durchgänge

Maßfehler

hohe Querkräfte • Kalibrierteil prüfen

ungenügende Späneabfuhr • Früher nachschleifen

• Schmierwirkung erhöhen

• Für gute Spanabfuhr sorgen

• Entspänvorrichtungen einsetzen

82

Fräsen ist Spanen mit einem rotie-

renden Werkzeug, dem Fräser, wobei

diese Drehung die Schnittbewegung

darstellt. Quer oder schräg zur Drehach -

se findet eine Vorschubbewegung als

Relativbewegung zwischen Werkzeug

und Werkstück statt. Die Vorschub -

bewegung kann vom Werkzeug oder

vom Werkstück oder kombiniert von bei-

den ausgeführt werden. Eine Fräsma-

schine hat in der Regel drei geradlinige

Vorschubachsen, die bei üblicher nu-

merischer Steuerung simultan und ab-

hängig voneinander gesteuert werden

können (Bahnsteuerung, Formfräsen).

Damit lassen sich also beliebige räum-

liche Bahnen fahren. Häufig wird das Frä-

sen allerdings zum Erzeugen ebener Flä-

chen eingesetzt (Stirn-, Umfangs- und

Umfangs-Stirn-Frä sen). In speziellen

Maschinen können neben den drei grad-

linigen Vorschubachsen noch zwei Dreh-

achsen zugefügt werden, womit dann in

jedem Punkt der Bahn eine beliebige Frä-

serstellung eingestellt werden kann.

Dieses Fünf-Achs-Fräsen wird im Ab-

schnitt 6.6 im Zusammenhang mit dem

Werkzeug- und Formenbau behandelt.

Bild 6.1 zeigt die wichtigsten Fräs-

verfahren. Diese sind nach der Herstel-

lung verschiedener Formen geordnet,

die durch die Vorschubbewegung be-

stimmt sind. Eine Sonderform des Um-

fangs-Stirn-Fräsens ist das Drehfrä-

sen, bei dem die Vorschubbewegung

nicht geradlinig, sondern drehend aus-

geführt wird und mit der infolgedessen

zylindrische Flächen erzeugt werden

können (z. B. Drehfräsen von Kurbel-

wellen).

Prinzip bedingt ist jede Schneide ei-

nes Fräsers maximal 180° oder weniger

im Eingriff, d. h. der Schnitt ist unter-

brochen. Es entstehen also komma för -

mige Späne. Spanformprobleme auch

bei zähen Werkstoffen gibt es norma-

lerweise nicht. Nach der Anschnittart ist

zwischen dem Gleichlauf- (Bergab-Frä-

sen, Downhill) und Gegenlauffräsen

(Bergauf-Fräsen, Uphill) zu unterschei-

den (Bild 6.2).

Beim Gleichlauffräsen greift die

Schneide am dicken Ende des kom-

maförmigen Spans ein und baut die

Zerspankraft stoßartig auf, die Ma-

schine muss daher eine ausreichende

dynamische Steifigkeit aufweisen (aus-

reichend steif gegen Schwingungen

sein). Beim Gegenlauffräsen beginnt die

Spanbildung am dünnen Ende, am

Frä

sen

WST WerkstückWZ Werkzeug

VorschubrichtungWST / WZDrehrichtungWST / WZ

Stirnfräsen Umfangsfräsen Umfangs-Stirnfräsen

Planfräsen

Profilfräsen

WälzfräsenSchraubfräsen

WZ

WST WZ

WST

WZ

WST

% 1234

N 5 X… Z… F…

x zWZ

WST

WZ

WST

WZ

WST

WZ

WST

Formfräsen

6. Fräsen 6.1 Verfahren, Fräsvorgang

Bild 6.1: Fräsverfahren nach DIN 8589 - 3.

83

Anfang kommt es daher zum Drücken

zwischen Fräser und Werkstück und

damit zu ungünstigen Spanbildungs-

verhältnissen, da anfangs die Min-

destspanungsdicke unterschritten wird

und kein Spanen stattfindet, sondern

nur hohe Normal- und Reibkräfte ent-

stehen, die stärkeren Verschleiß als

beim Gleichlauffräsen bewirken. Wenn

die Maschine und das Werkstück es

zulassen, sollte Gleichlauffräsen be-

vorzugt werden. Die Maschine darf

insbesondere kein Spiel im Vorschub-

antrieb aufweisen, was allerdings bei

modernen NC-Maschinen ohnehin

nicht der Fall ist. Das Gleichlauffräsen

weist eine Kraftkomponente normal

zur erzeugten Oberfläche auf, das

Werkstück wird in der Regel auf seine

Unterlage gedrückt. Das macht das

Gleichlauffräsen auch zur Bearbeitung

langer schlanker Werkstücke interes-

sant, die beim Gegenlauffräsen eher

von der Unterlage abgezogen wür-

den. Beim Stirnfräsen kommt es je

nach Lage der Drehachse zum Werk-

stück zum Gegen- und Gleichlauffrä-

sen, wie Bild 6.3 zeigt.

Das Zeitspanvolumen QV und die

Zeitspanfläche QA sind beim Fräsen im

Gegensatz zum Drehen von der Vor-

schubgeschwindigkeit vf abhängig. Mit

der Fräserdrehzahl n gilt:

Die Vorschubgeschwindigkeit ent-

scheidet nach (6.2), d. h. für das

Schrupp fräsen, und (6.3), d. h. für das

Schlichtfräsen, die Produktivität. Sie ist

über den technologisch bestimmen den

Vorschub je Zahn fz (fz bestimmt die

Belastung des Schneidkeils und die

Qualität der erzeugten Oberfläche) mit

der ebenfalls technologisch wichtigen

Schnittgeschwindigkeit vc (vc bestimmt

weitgehend den Verschleiß) verknüpft

nach:

mit dem Fräserdurchmesser dWZ.

Es empfiehlt sich, da fz und vc aus

technologischen Gründen nicht belie-

big groß gewählt werden können, Frä-

ser mit hoher Schneidenzahl z zu

wählen, wo möglich. So erreicht ein

Fräser mit 200 mm Durchmesser bei

16 statt 8 Schneiden bereits eine Ver-

kürzung der Hauptzeit um 50 %. Al-

lerdings muss die Fräserteilung groß

genug sein, um einen freien Span-

transport zu gewährleisten. Auch ist

dabei zu beachten, dass die Leistung

an der Spindel der Maschine Pspindel

bzw. das Drehmoment M an der Spin-

del ausreichen.

Bild 6.2: Gleichlauf- (a) und Gegenlauffräsen (b).

a

b

2 1n

3

vcve

vf

vcve

2

3

1

n

ϕ η

ϕ

η

vf

Die Eingriffsverhältnisse beim Fräsen sind

in Bild 6.3 dargestellt. Darin ist:

fz Vorschub je Schneide [mm] b Spanungsbreite [mm]

ae Eingriffsbreite [mm] ϕ Eingriffswinkel

ap Schnitttiefe [mm] κ Einstellwinkel

h Spanungsdicke [mm] z Zahl der Schneiden

νf = z x fz x n (6.1)

QV = ae x ap x νf (6.2)

QA = ae x νf (6.3)

84

νc = π x dwz x n = π x dwz x νf /(z x fz) (6.4)

M = Pspindel /(2 x π x n)

Für kurze Bearbeitungszeitenmöglichst große Fräser/Schnei-denzahl wählen, aber auf ausrei-chenden Spanraum und auf aus-reichende Leistung an der Spindelachten.

Für das Schruppfräsen von Stahl

mittlerer Festigkeit unter normalen Be-

dingungen lässt sich eine Faustformel für

den Leistungsbedarf der Fräsmaschine

Pm (Wirkungsgrad 80 % angenommen)

angeben:

mit Pm [kW], QV [cm3/min] und kc

[kN/mm2].

Beispiel: Beim Stirnfräsen eines Stah-

les mittlerer Festigkeit (kc = 1,7 kN/mm2)

wird mit einer Zustellung von ap = 5 mm

und einer Fräsbreite von ae = 150 mm

bei einer Vorschubgeschwindigkeit von

vf = 1000 mm/min (QV = 750 cm3/min)

gearbeitet. Die notwendige Maschi-

nenleistung ist Pm = 32 kW.

Der Fräserdurchmesser beim Stirn-

fräsen richtet sich nach den Werk-

stückabmessungen. Er sollte 20 % bis

50 % größer sein als das Werkstück breit

ist. Wenn wegen der Größe der Werk-

stückfläche mehrere Durchgänge er-

forderlich sind, sollte die Fräsbreite

25 % geringer sein als der Fäserdurch-

messer. Die Fräsermitte sollte gegen die

Fräsbreite außermittig angestellt werden,

um schwankende Radialkräfte gering

und damit die Schwingungsanregung in

Grenzen zu halten. Um ein Nach-

schneiden beim Schlichten zu vermei-

den, muss die Maschine mit einem

Spindelsturz gegen die Vorschub -

richtung ausgeführt sein. Die Neigung

beträgt üblicherweise 0,10 mm auf

1000 mm.

Als Kenngröße für den Verschleiß

verwendet man beim Fräsen den Stand-

weg Lf, das ist die Summe aller Vor-

schubwege je Werkzeug bis zur kriti-

schen Verschleißgröße (s. Abschnitt

2.9). Der Standweg ergibt sich aus der

Standzeit T, dem Vorschub je Schneide

fz , der Schneidenzahl z, der Schnitt-

geschwindigkeit vc , dem Fräserdurch-

messer dWZ und dem Eingriffsverhältnis

HE zu:

Das Eingriffsverhältnis HE beschreibt

den Weg jeder Schneide unter Span be-

zogen auf den Flugkreis des Fräsers mit

dem Fräswinkel unter Span ϕc.

SchneideAustrittsebene

z: Schneidezahl

Ausschnitt Z

Schnitt A - A

Werkstück

Werkzeug-schneide

i. Bahnkurvei. + 1 Bahnkurve

fz =

fc = fz · sinϕh = fz · sinϕ · sinκ

180° - ϕ

A

A

fz

fc

fzϕ

fc

ap b

κ

z

x

D

n

ϕA

ϕc

ϕ = 0°

ϕEϕ

ae

h

fz

y

vc

vf

vfn · z

Bild 6.3: Eingriffsverhältnisse beim Stirnfräsen.

unlegierter Stahl (C: 0.30 – 0.55 %) kc = 1.7 kN/mm2

vergüteter Stahl kc = 2.0 kN/mm2

rostfreier Stahl kc = 1.6 kN/mm2

Tafel 6.1: kc-Werte für unterschiedliche Stähle.

Pm = QV x kc /40 (6.5)

85

Lf = (T x fz x z x νc)/(HE x π x dwz) (6.6)

HE = ϕc /360° (6.7)

Für den Fall, dass die Fräsbreite ae

25 % geringer ist als der Fräserdurch-

messer, ist HE = 0.33,

für ae = 0.5 x dWZ ist HE = 0.25.

Der Standweg je Schneide ergibt

sich durch:

6.2 WerkzeugeNeben den Winkeln am Werkzeug,

wie sie in Abschnitt 2.1 beschrieben

sind, ist beim Fräsen der Einstellwinkel

κ besonders interessant.

Der Einstellwinkel κ eines Planfräsers

beeinflusst die Spanungsdicke und da-

mit die Komponenten der Zerspankraft

direkt. Durch Verringerung von κ wird die

Spanungsdicke kleiner, die Schneiden-

belastung verteilt sich über eine länge-

re Schneide im Eingriff. Die Kraftkom-

ponente in axialer Richtung nimmt zu, in

radialer Richtung entsprechend ab. Ge-

bräuchlich sind Fräser mit 45°, 90°,10°

und mit runden Platten. Beim 45°-Frä-

ser sind die axialen und radialen Kom-

ponenten der Zerspankraft etwa gleich,

was einen ruhigeren Lauf bewirkt. Die

Schneide tritt allmählicher ins Werkstück

ein. Allerdings ist die mögliche Schnitt-

tiefe geringer als bei größerem Einstell-

winkel. Die Schnitttiefe ap beim Fräsen

sollte maximal 2/3 der Schneidkanten-

länge betragen. Der Einstellwinkel κ

begrenzt also die Schnitttiefe.

Für Schruppoperationen wird der

Punkt des ersten Kontaktes der

Schneidplatte mit dem Werkstück,

d. h. der Punkt, an dem sich beim ers-

ten Kontakt eine Kraft stoßartig auf-

baut, als bedeutsam angesehen. Ein S-

Kontakt bedeutet nach Bild 6.5, dass

der erste Berührpunkt der Wende-

schneidplatte mit dem Werkstoff bei S,

also an der äußersten Ecke der Plat-

te liegt. Ein S-Kontakt ist daher un-

günstig, weil die Ecke der Platte, die die

geringste Unterstützung hat, mit dem

maximalen Biegemoment stoßartig

belastet wird.

Günstig ist dagegen der U-Kontakt,

also der Erstkontakt zwischen Werkstoff

und Wendeschneidplatte an der Stelle U

(Bild 6.5), bei dem die Platte optimal un-

terstützt ist. Ein U-Kontakt wird erreicht,

wenn die Spanwinkel γf (Spanwinkel ge-

messen in Richtung der Vorschubbe-

wegung) und γp negativ sind, d. h., die

Schneide bleibt in Bewegungsrichtung

gegen die Mitte der Platte zurück (in Bild

6.5 ist γf positiv eingezeichnet). V- und

T-Kontakt werden noch als günstig an-

gesehen. Es sollte jedenfalls möglichst

nicht die gesamte Kontaktfläche im Mo-

ment des Schneideneintritts in Kontakt

kommen, um nicht die maximale Last

stoßartig aufzubauen. Auch beim Schnei-

denaustritt sollte dieser Fall vermieden

werden; denn ein steiler Kraftabfall ist

ebenfalls aus dynamischen Gründen

und Gründen der Schneidkantenge-

fährdung zu vermeiden. Auch dabei

sind die Spanwinkel von Bedeutung. Al-

lerdings können negative Spanwinkel

und kleine Einstellwinkel im Falle der

Stahlzerspanung beim Schneidenaustritt

zur Gratbildung führen, bei der Gußbe-

arbeitung häufig zu Kantenausbrüchen.

Beim Fräsen von Stahl mittlerer Fes-

tigkeit wird mit positivem axialem Span-

winkel γp gearbeitet, um die Zerspan-

Lfz = Lf /z (6.8)

Bild 6.4: Planfräser (nach Sandvik/Coromant).

S,VS V

UT

γp Schnitt A-A

A A

κ

γf

Bild 6.5: Kontaktpunkte beim Fräsen.

86

kräfte gering zu halten. Das ist vorteilhaft

für eine geringe Gratbildung und ist be-

sonders dann angezeigt, wenn dünn-

wandige labile Werkstücke bearbeitet

werden müssen. Fräser mit 45° Ein-

stellwinkel werden für die Stahlzerspa-

nung mit Plattensitzen bei einem axialen

Spanwinkel γp von 20° und einem ra-

dialen Spanwinkel γf von -3° ausgeführt.

Mit einer negativen Platte (Platte mit Keil-

winkel β = 90°, siehe Abschnitt 2.1) er-

gibt das einen wirksamen axialen Span-

winkel γp von 12°. Dadurch werden ein

guter Spantransport, optimale Laufruhe

und ein ausreichendes Verschleißver-

halten erreicht. Der 90°-Fräser wird

hauptsächlich zum Eckfräsen (90°-Kan-

te am Werkstück) eingesetzt. Wegen der

überwiegend radialen Kraftwirkung las-

sen sich auch dünne, labile Werkstücke

damit bearbeiten. Der 10°-Fräser wird bei

hohen Vorschüben und damit großen

Zeitspanflächen QA oder zum Tauch-

fräsen (überwiegend axialer Vorschub

des Fräsers) verwendet. Fräser mit run-

den Platten haben entlang der Schnei-

de unterschiedliche radiale Einstellwin-

kel von 0° bis maximal 90° abhängig von

der Schnitttiefe. Wegen der langen

Schneide ist der Schneidkeil stabil und

die Belastung gut verteilt. Solche Fräser

werden für ein breites Spektrum von

Schruppoperationen eingesetzt.

Durch Schlichtfräsen lassen sich bei

sorgfältiger Einstellung des Werkzeugs

Oberflächengüten von Rz < 5 μm errei-

chen. Beim Planfräsen wird die zu be-

arbeitende Fläche durch die Neben-

schneide erzeugt. Eine Schneide, die –

wenn auch nur geringfügig – vorsteht,

verschleißt schneller und beeinträchtigt

die Oberflächengüte des Werkstücks. Es

ist daher geboten, die Lage der Schnei-

den sorgfältig zu prüfen.

Bei einstellbaren Fräsköpfen ist eine

Justierung auf Abweichungen kleiner

2 μm notwendig. Bei nicht nachstellba-

ren Haltern muss eine hohe Genauigkeit

des Grundkörpers gewährleistet sein. Zur

Prüfung können moderne Voreinstell-

geräte dienen, wenn sie eine ausrei-

chende Messgenauigkeit aufweisen.

Andernfalls können dazu nach der Auf-

nahme exakt parallel geschliffene, axia-

le (Ringfläche) und radiale (Zylinderfläche)

Prüfflächen dienen, von denen aus die

Schneiden hinsichtlich ihrer axialen und

radialen Lage vermessen werden. Ein

Taumeln des Fräsers auf der Spindel

muss vermieden werden. Diese Forde-

rung ist bei großen Fräsdurchmessern

besonders kritisch.

Aufnahmemittel von Stirnfräsern sind

in ISO 6462 genormt. Fräser können auf

unterschiedliche Art an der Maschinen-

spindel direkt oder indirekt über Spann-

mittel befestigt werden:

• mit ihrem Zylinderschaft über Spann-

zangen oder Dehnfutter für begrenz-

te Drehmomente,

• auf Fräsdornen (Durchmesser 22 mm,

27 mm, 32 mm, 40 mm und 60 mm)

mit Spindelaufnahmekegeln (für klei-

ne Stirnfräser),

• auf Dornen, über zentrische Spann-

schrauben und Stirnmitnehmer,

• an der Spindel zentriert und ange-

schraubt (mit ein oder zwei Lochkrei-

sen, größere Fräser) bei Moment-

übertragung über Frässteine und Nu-

ten am Fräser und in der Spindel.

Die optimale Hartmetallsorte zum Frä-

sen anzugeben, ist problematisch, weil –

wie in Abschnitt 2.6 beschrieben − die

Hersteller von Hartmetallen ihre eigene Zu-

ordnung zu Anwendungsfällen festle-

gen, ohne dass ein allgemein verbindlicher

Standard existiert. Für die folgenden An-

gaben wurden die Empfehlungen von

Sortimenten eines Herstellers mit großem

Marktanteil ausgewertet.

6.3 Werkzeugführung,

FräsbahnenDie Werkzeugführung sollte so ge-

plant/programmiert werden, dass hohe

Produktivität und ausreichende Zuver-

lässigkeit erreicht werden. Das bedeutet,

dass ein hohes Zeitspanvolumen beim

Schruppen und eine große Zeitspanfläche

beim Schlichten derart gefahren werden,

dass die Schneiden möglichst geringen

Stoßbelastungen ausgesetzt werden und

dass das Werkzeug nach Möglichkeit un-

unterbrochen im Eingriff gehalten wird. So

wird eine rechteckige Fläche, die wegen

ihrer Breite mehrere Fräserüberläufe er-

fordert, nicht zeilenförmig, sondern mä-

Tafel 6.2: Sortenwahl für das Fräsen.

Stahl, weich

allgemeine Frässorte, leichte bis schwere Schnitte P 25, beschichtet

Fräsen unter instabilen Bedingungen, Zähigkeit erfordernd P 25, beschichtet

Schlichten, leichte bis mittlere Schnitte P 10, beschichtet

Stahl, gehärtet

allgemeine Anwendungen für gehärtete Stähle H051), CBN

leichtes Schruppen , Schlichten H251), beschichtet

Stahl, rostfrei

allgemeine Anwendungen M 25, beschichtet

leichte bis mittlere Schnitte M 25, beschichtet

mittlere bis schwere Schnitte M 40, beschichtet

Warmfeste Legierung

allgemeine Anwendungen S 152), beschichtet

1) entspricht K-Sorten 2) entspricht P-Sorte

87

anderförmig bearbeitet. Die Fräsbahn ist

dabei so einzurichten, dass beim Schnei-

deneintritt und -austritt möglichst gerin-

ge Kraftsprünge auftreten (Bild 6.6) und

möglichst die günstigen Kontaktpunkte er-

reicht werden (s. Abschnitt 6.2). Nach

Möglichkeit ist im Gleichlauf zu fräsen.

Das Ausfräsen von Taschen wird

möglichst so programmiert, dass der

Umfangs-Stirnfräser schräg eintaucht

(dreiachsig fräsen) und dann parallel zur

Außenkontur spiralig Material ausräumt.

Die maximale Schnitttiefe sollte 2/3 der

Schneidenlänge nicht überschreiten.

Der Fahrsinn ist nach Gleichlauf und

nach günstigem Spantransport auszu-

richten. Der Böschungswinkel beim

Eintauchen wird durch den Fräser-

durchmesser, den Freiwinkel der Platten

im Halter und die Schnitttiefe bestimmt.

Je nach Kantenrundung der Taschen am

Grund lassen sich runde Platten oder

90° Platten und Halter verwenden. Wer-

den Taschen mit Walzenstirnfräsern

bearbeitet, muss meist vorgebohrt wer-

den. Der Bohrerdurchmesser soll 5 mm

bis 10 mm größer sein als der Walzen-

fräser. Die maximale Schnitttiefe beträgt

2 x Fräserdurchmesser. Die Schnittbreite

sollte 25 % geringer sein als der Frä-

serdurchmesser. Fräser mit großem

Durchmesser erreichen zwar ein hohes

Zeitspanvolumen, lassen in den Ecken

jedoch je nach dort geforderten Radien

mehr Material stehen, das nachfolgend

mit kleineren Fräsern ausgeräumt wer-

den muss. Dabei sollte der Fräserradi-

us 15 % kleiner sein als der Eckenradi-

us. Ist viel Material abzuspanen, lässt

sich Material durch Bohren ausräu-

men. Es können mehrere Bohrvorgän-

ge mit einem kräftigen Wendeschneid-

plattenbohrer mit 90° Einstellwinkel

(180° Spitzenwinkel) vorgesehen wer-

den.

Taschenfräsen mit großemWalzenstirnfräser und Ausräumender Ecken mit kleinerem Fräser.

Das Überfräsen von Bohrungen und

Nuten sollte nach Möglichkeit vermieden

werden; denn diese Schnittunterbre-

chun gen stellen zusätzliche Stoßbelas -

tungen der Schneiden dar. Bohrungen

und Nuten sollten daher – sofern mög-

lich – nach dem Überfräsen einge-

bracht werden.

Die Maschineneinstellungen beim

Fräsen sind wegen der prinzipiellen Un-

abhängigkeit der Vorschubgeschwin -

digkeit von der Schnittgeschwindigkeit

komplizierter als beim Drehen und Boh-

ren, wo meist ein Vorschub je Umdrehung

angegeben wird und damit prinzipiell eine

Verknüpfung des Vorschubs zur Dreh-

geschwindigkeit gegeben ist. Aus Grün-

den der mechanischen und thermischen

Schneidenbelastung sind die Schnittge-

schwindigkeit vc und der Vorschub je

Schneide f z bzw. die maximale Spa-

nungsdicke hmax vorgegeben und meist

von der Werk stoff/Schnei d stoff kombi -

nation abhängig. Es gilt entsprechend Bild

6.3: für das Stirnfräsen ϕ = 90°, κ < 90°)

bzw. das Walzenfräsen (ϕ<90°, κ = 90°):

Zum Schruppen mit Planfräsern bei

Plattengrößen von 12 mm (oder 18 mm)

sollten Vorschübe je Schneide von

0,20 mm (oder 0,32 mm) als Startwerte

verwendet werden, die sich dann nach

unten oder oben verändern lassen. Die

Schnitttiefe beim Schruppen soll 2/3

der Schneidkantenlänge der Platte nicht

überschreiten. Beim Schlichten wird eine

Schnitttiefe von ap = 0.5 mm empfohlen.

Der Vorschub je Schneide beim Schlich-

ten richtet sich nach der geforderten

Oberflächengüte, Ausgangswerte sind

fz = 0.10 mm bis 0.18 mm.

Schnittgeschwindigkeiten bestimmen

wesentlich den Standweg. Sie werden je

nach Festigkeit des Stahls in den in Ta-

fel 6.3 angegebenen Grenzen (als Aus-

gangswerte für das Schruppen) ge-

wählt. Zum Schlichten lassen sich

Schnittgeschwindigkeiten um 25 % bis

50 % erhöhen gegenüber den oben an-

geschriebenen Werten.

ae3

Entlastung

Belastung

ae2

ae1

ae3

Bild 6.6: Ein- und Austritt bei verschiedenen Fräserpositionen.

fz = hmax/ sin κ bzw.

fz = hmax /sin ϕ (6.9)

n = vc /(π dwz) (6.10)

vf = z n fz (6.11)

88


Ein Fräser mit 8 Schneiden (z = 8) und

einem Radius rWZ = 100 mm kann

demnach bei unlegiertem Stahl mittle-

rer Festigkeit mit einer Schnittge-

schwindigkeit von vc = 200 m/min und

einem Vorschub je Schneide von

fz = 0,18 mm betrieben werden. Die

Vorschubgeschwindigkeit beträgt dann

vf = 458 mm/min. Eine Schneidenlän-

ge von 12 mm, die zu 2/3 genutzt wer-

den soll, und ein Einstellwinkel von

κ = 45° erlauben eine Schnitttiefe von

5.6 mm. Bei einer Werkstückbreite von

ae = 150 mm folgt ein Zeitspanvolumen

von QV = 385 cm3/min.

Die vorstehenden Einstellgrößen

sind nur als Anhalt für einen Startpunkt

für weitergehende Versuche mit opti-

malen Schneidstoffen zu verstehen. In

der Literatur wird über eingehendere

Untersuchungen zum Einfluss ver-

schiedener Werkstoffe und ihrer Be-

handlung berichtet [SCHN92]. Die da-

raus entnommenen Bilder 6.7 bis 6.8

zeigen den Zusammenhang von Vor-

schub je Schneide, Schnittgeschwin-

digkeit und Standweg je Schneide für

einen Einsatzstahl 16 MnCr 5 BG mit

HB 148 und einen Vergütungsstahl

42 CrMoS 4 V mit HB 232. Bei Letz-

terem tritt mit höheren Geschwindig-

keiten kritischer Kolkverschleiß auf.

Als Schneidstoff wurde hier ein unbe-

schichtetes Hartmetall P 25 einge-

setzt. Eine Beschichtung kann Abhil-

fe schaffen.

Mit bahngesteuerten Maschinen las-

sen sich größere Bohrungen wirtschaft -

lich und mit guter Maß- und Formge-

nauigkeit sowie hoher Oberflächengü-

te durch Fräsen erzeugen. Beim Zirku-

larfräsen von Bohrungen ist von Vor teil,

dass dort maßunabhängige Werkzeuge

eingesetzt werden können. Wenn da-

gegen eine Bohrung durch konventio-

nelle Bohrtechnik erzeugt werden soll,

muss ein maßgebundenes Werkzeug

eingesetzt werden. Beim Zirkularfrä-

sen kann man dagegen einen größeren

Durchmesserbereich mit gleichem Werk-

zeug überstreichen. Damit entfallen

Werkzeugaufwendungen und Neben-

zeiten für das Umspannen der Werk-

zeuge. Es lassen sich so abhängig von

der Bahngenauigkeit der Maschine

Bohrungen im Qualitätsbereich von IT 7

und IT 6 herstellen.

Schneidstoff: HW-P25 Standzeitkriterium: VB = 350 μmWerkstoff: 16 MnCrS 5 BGSchnitttiefe: ap = 1,5 mm SchneidteilgeometrieSchnittgeschwindigkeit: vc γp γf κ α ε rεVorschub je Zahn: fc 0° 5° 75° 9° 30° 90° 0,8 mm

vc = 125 m•min-1

vc = 160 m•min-1

vc = 200 m•min-1

vc = 250 m•min-1

fz = 0,4 mm

fz = 0,315 mm

fz = 0,25 mm

fz = 0,2 mm

31.5

m

10

3,15

1

31.5 56 100 m·min-1 315Vorschubgeschwindigkeit je Zahn vfz

Sta

ndw

eg je

Zah

n L f

z

Bild 6.7: Schnittwertwahl für einen Einsatzstahl.

Tafel 6.3: Ausgangswerte für Schnittgeschwindigkeiten mit Hartmetall.

unlegierte und niedriglegierte Stähle (HB = 125 – 300): 350 m/min – 125 m/min

hochlegierte Stähle, geglüht/gehärtet (HB = 200 – 380): 180 m/min – 80 m/min

rostfreier Stahl (HB = 200 – 330): 180 m/min – 80 m/min

89

Kühlschmierstoffe sind beim Fräsen

von Kohlenstoffstählen oder legierten

Stählen meist nicht notwendig, da die

Schneiden nur über einen Winkelweg

von maximal 180° im Eingriff sind und

zwischendurch an Luft mäßig abkühlen.

Ein flüssiger Kühlschmierstoff würde

den Thermoschock ungünstig verstär-

ken. Die Gefahr von Kammrissen und

das Risiko von Schneidenausbrüchen

wachsen. Schneidstoffhersteller emp-

fehlen daher Trockenbearbeitung.

6.4 GratbildungBeim Fräsen lassen sich verschieden

Arten von Grat unterscheiden [GILL99].

Diese sind:

• Eintrittsgrat

• Seitengrat

• Austrittsgrat

• Ziehgrat

Bild 6.9 zeigt schematisch ver-

schiedene Formen von Grat, die beim

Umfangs-Stirn-Fräsen entstehen. Das

Ausmaß der Gratbildung hängt von

den Materialeigenschaften, der Mi-

krogeometrie des Fräsers und der

Fräserführung (Fräsbahn) ab. Je ver-

formungsfähiger ein Werkstoff ist, des-

to eher kommt es zu starkem Grat, ins-

besondere bei großem Verhältnis von

Dehnung zu Fließgrenze.

Beim Fräsen ist der Schneidenaus-

tritt aus dem Material von entschei-

dender Bedeutung für die Bildung von

Eintrittsgrat

Seitengrat

Austrittsgrat

Ziehgrat

Bild 6.9: Gratbildung beim Fräsen.

Schneidstoff: HW – P25 Standzeitkriterium: VB = 350 μmWerkstoff: 42 CrMoS4V KT = 100 μmSchnitttiefe: ap = 1,5 mm SchneidteilgeometrieSchnittgeschwindigkeit: vcVorschub je Zahn: fz

γp γf κ α εr rε0° 5° 75° 9° 30° 90° 0,8 mm

Sta

ndw

eg je

Zah

n L f

z10

m

3,15

1

0,315

0,131,5 56 100 mm·min-1 315Vorschubgeschwindigkeit je Zahn vfz

KT

VB

vc = 200 m·min

-1vc = 160 m·min

-1vc=125m·min

-1

fz = 0,25 mm

fz = 0,315 mm

fz = 0,4 mm

vc=250m·min-1

vc = 200 m·min-1

vc = 160 m·min-1

fz =0,2mm

fz =0,25mm

fz =0,315mm

fz =0,4mm

Bild 6.8: Schnittwertwahl für einen Vergütungsstahl.

90

WerkzeugStart

3

4

7

8

9

1112

1314

1516

18

19

Ende

5

6

10

17

Werkstück

Ende

WerkzeugStart

1

3

45

6

2

12

Bild 6.10: Optimierung des Verfahrwegs (nach Dornfeld).

Grat. Daher seien einige Empfehlungen

für die Programmierung gegeben:

• Möglichst auf eine Ecke oder Kante des

Werkstücks hin schneiden, nicht an der

Ecke oder Kante heraustretend fräsen,

• Operationsfolge so einrichten, dass un-

vermeidbare Gratbildung an unkriti-

schen Stellen entsteht,

• mit scharfen Schneiden arbeiten (ge-

ringer Freiflächenverschleiß),

• Vorschubgeschwindigkeit an grat-

empfindlichen Stellen reduzieren,

• alle Maßnahmen, die die Vorschubkraft

mindern, mindern den Grat,

• schräge Austritte bevorzugen.

Bild 6.10 zeigt eine konventionelle

Fräserbahn für das Stirnfräsen mit er-

heblicher Gratbildung (linkes Teilbild)

[DORN02]. Bei Beachtung der oben

angeschriebenen Regeln ergibt sich

eine im rechten Teilbild eingezeichne-

te Bahn und ein Minimum an Gratbil-

dung. Der längere Verfahrweg konnte

in diesem Fall durch Erhöhung des Vor-

schubs fast gänzlich kompensiert wer-

den.

Das Ein- und Austreten an schrägen

Flächen, die gegen die erzeugte Fläche

um höchstens 45° geneigt sind, lässt

meist Entgratoperationen hinfällig wer-

den. Ein Beispiel für eine Bearbeitung

– hier allerdings fürs Drehen – zeigt Bild

6.11. Die dort gezeigten Zapfen wur-

den in der optimierten Schmiedeteil-

version mit kegeligem Ein- und Auslauf

geschmiedet. Beim Überdrehen der

Zapfen bilden sich dadurch keine Gra-

te, das Entgraten kann entfallen.

6.5 Hochleistungs-

fräsen, Hochgeschwin-

digkeitsfräsenDas Fräsen mit hohen Leistungen

und Geschwindigkeiten hat in den letz-

ten Jahren starke Beachtung gefunden.

Generell ist damit – richtig genutzt – eine

erhebliche Rationalisierung verbunden.

Bild 6.12 zeigt Einflüsse der Geschwin-

digkeit auf die Wirkgrößen des Spanens

wie das Zeitspanvolumen, die Zeitspan-

91

· Geringe Änderungen inSchmiedeteilgeometrie

· Einsparung desEntgratvorgangs nachdem Fräsen

Vorschlag HiVoSerienproduktion

Schmiedeteil

Zerspanteil

Entgraten entfällt

Bild 6.11: Wegfall des Entgratens (nach Hirschvogel Komponenten, Schongau).

fläche, die Zerspankräfte, die Oberflä-

chengüte am Werkstück und den Werk-

zeugstandweg. Aus Grundlagenunter-

suchungen weiß man, dass es zu deut-

licher Veränderung der Spanbildung

kommt (siehe auch Abschnitt 3.6). Sicht-

bare oder messbare Phänomene sind:

• Der Abfall der Schnittkraft und der

übrigen Zerspankraftkomponenten

bei allen duktilen metallischen Werk-

stoffen, was interessant ist bei nach-

giebigen Werkstücken oder Werk-

zeugen (schlanke Fräser),

• Ein starker Wärmetransport mit den

Spänen aus der Spanbildungszone,

• Eine Vergrößerung des Scherwinkels

und damit eine Minderung der

Spanstauchung,

• Eine deutliche Segmentierung des

Spanes und eine Konzentration von

plastischen Formänderungen in

Scherlokalisierungen, womit eine

Minderung des zum Spanen not-

wendigen Energieaufwands ver-

bunden ist.

Das Hochgeschwindigkeitsfräsen ist

anders als das Hochgeschwindigkeits-

drehen besonders interessant, weil hier

nicht das Werkstück und eine mögli-

cherweise schwere Spanneinrichtung ro-

tiert, sondern das Werkzeug und die

Frässpindel. Nachteile des Drehens,

die sich durch ein hohes Massenträg-

heits moment beim Hochfahren und

Abbremsen oder durch Unwuchten der

rotierenden Teile ergeben, bestehen

beim Fräsen nicht. Allerdings sollte

nicht übersehen werden, dass das

Hochgeschwindigkeitsfräsen keine un-

eingeschränkte Rationalisierung bietet.

Es muss insbesondere zwischen dem

Schruppen und dem Schlichten unter-

schieden werden. Nach Gleichungen

(6.2), (6.4) und (6.5) ist das Zeitspan-

volumen, auf das es beim Schruppen

ankommt, der Maschinenleistung in

erster Näherung proportional. (Da mit

höherer Geschwindigkeit die Schnittkraft

sinkt, ist das nicht ganz exakt, sondern

der Leistungsbedarf steigt leicht unter-

proportional mit der Geschwindigkeit.)

Daraus folgt, dass beim Schruppen

durch eine Steigerung der Schnittge-

schwindigkeit nur dann eine höhere

Produktivität erreichbar ist, wenn gleich-

zeitig die an der Spindelnase verfügba-

re Leistung entsprechend steigt. Tat-

sächlich nimmt je nach Art der Spin-

dellagerung mit höherer Spindeldrehzahl

auch die Verlustleistung in der Spindel

zu, sodass die für das Spanen zur Ver-

fügung stehende Leistung mit höherer

Geschwindigkeit gemindert wird (Bild

6.13).

QV : Zeitspanvolumen

Pv : Verlustleistung

Schrittgeschwindigkeit vc

Zeits

panv

olum

en Q

VLe

istu

ng P

Pm : Motorleistung

Bild 6.13: Leistungsabhängiges Zeitspanvolumen.

Werkzeugstandweg

Zeitspanfläche

Zeitspanvolumen

Welligkeit


Wirk

größ

en d

esH

ochg

esch

win

digk

eits

span

ens

Zerspankräfte

Bild 6.12: Wirkgrößen des Hochgeschwindigkeitsspanens.

92

Beim Schruppen wird dasZeitspanvolumen durch die zumFräsen im Arbeitsraum verfügbareLeistung begrenzt. Das Leis-tungsmaximum liegt meist nichtbeim Geschwindigkeitsmaximum.

Es ist im Zusammenhang mit der

Hochgeschwindigkeitsbearbeitung zu

beachten, dass Grenzen für einen Zer-

spanprozess neben der Schnittge-

schwindigkeit auch das Drehmoment

und die Leistung sein können. Dem fol-

gend wurde in neuerer Zeit die Hoch-

leistungszerspanung entwickelt

[ANDR02]. Sie berücksichtigt vier Ver-

fahrensgrenzen,

• die maximale Maschinenleistung,

• das maximale Drehmoment und die

maximale Vorschubkraft,

• die maximal zulässige Werkzeugbe-

lastung und

• die maximale Vorschubgeschwindig-

keit, die aufgrund der Antriebe und

Steuerung erreicht werden kann.

Am Beispiel der Leistungsgrenzen

und der Zerspanung einer Aluminiumle-

gierung im Walzzustand, wie sie im

Flugzeugbau verwendet wird, sind die

Abhängigkeiten in Bild 6.14 dargestellt.

Mit steigender Schnittgeschwindigkeit

und damit steigender Drehzahl der Spin-

del nehmen die Leistungsverluste im

Leerlauf zu. Es steht also bei hohen Ge-

schwindigkeiten weniger Leistung an der

Arbeitsspindel zur Verfügung. Dem wirkt

entgegen, dass die spezifische Energie,

die zum Spanen aufgebracht werden

muss, mit der Geschwindigkeit abfällt, al-

lerdings in einem nicht starken asymp-

totischen Verlauf (siehe Abschnitt 3.6).

Schließlich ist zu beachten, dass bei ge-

gebener Leistungsgrenze durch Verrin-

gerung der Spanungsdicke, die spezifi-

sche Energie zunimmt. Diese Einflüsse

führen dazu, dass es ein Optimum in

dem je kW erreichbaren Zeitspanvolu-

men gibt, wie theoretisch und experi-

mentell nachgewiesen wurde [ANDR02].

Dieses Optimum ist allerdings von den

Randbedingungen der Maschine, des

Werkzeugs und des Werkstoffs abhän-

gig.

Beim Schlichten hat das Hochge-

schwindigkeitsfräsen eine Reihe von

Vorteilen; denn hier ist nicht das Zeit-

spanvolumen für die Produktivität be-

stimmend, sondern die Zeitspanfläche

(siehe Abschnitt 1.2). Da beim Schlich-

ten in aller Regel die erzeugte Mikro-

geometrie der Oberfläche, also die

Rauigkeit und Welligkeit eine bestim-

mende Grenze des Fräsens ist, kommt

es auf drei Parameter an (siehe auch

Abschnitt 6.7 Werkzeug- und Formen-

bau):

• die Form des Fräsers,

• den Vorschub und

• die wirksame Schnittbreite.

Beim Schlichtfräsen geht dieSchnittgeschwindigkeit voll indie Zeitspanfläche ein und damitin die Produktivität.

93

Maschine : Makino A77 Prozess: fz = 0,1 mm, ap = 5 mmMaterial : AIZn 6 MgCu 1,5 ae = 20 mm, vc = var.Werkzeug : Messerkopf

D = 100 mm, κ = 90°, z = 5 KSS: trocken

Schnittgeschwindigkeit vc Schnittgeschwindigkeit vc

Leis

tung

P

spez

. Zer

span

volu

men

qz,

qzp

Spindelleistung P

Leerlaufleistung PL

Schnitt-leistung Pc

spez. Zerspanvolumenqz = Qw / Pc

spez. Zerspanvolumenqzp = Qw / P

0 1500 3000 m/min 6000 0 1500 3000 m/min

25

kW

15

10

5

0

150

90

60

30

0

cm3

min kW

Bild 6.14: Leistungsbedarf in Abhängigkeit von der Schnittgeschwindigkeit (nach Andrae).

Werkstück

Fräskugelaktueller Schnitt

unverformterSpan

FräskugelvorangegangenerSchnitt

Eingriffswinkel ϕ

Einstellwinkel κ

z x

Y

ϕ

z

xY

κbr

fz

ap

Bild 6.15: Schneideneingriff beim Kugelkopffräsen (URBA09).

6.6 Werkzeug- und

FormenbauWerkzeuge für das Urformen und das

Umformen haben Hohlformen. Sie mit

ausreichender Produktivität und not-

wendiger Genauigkeit herzustellen, ist Auf-

gabe des Werkzeug- und Formenbaus.

Diese Hohlformen werden zum Tiefziehen,

zum Spritzgießen, zum Kokillen- und

Druckgießen sowie zum Schmieden und

Schneiden eingesetzt. Je nach Einsatz-

bereich müssen sie hoch verschleißfest

und hoch hart und/oder hoch warmfest

sein. Typische Werkzeugstoffe für diese

Anwendungen sind zum Beispiel Guss-

eisen GGG 70 L oder GG 25 CrMo für

große Tiefziehwerkzeuge, Warmarbeits-

stahl X 32 CrMo V 3-3 (Werkstoff-Nr.:

1.2365) für mittelgroße Schmiedege-

senke und X 40 CrMoV 5-1 (Werkstoff-

Nr. 1.2344) für Druckgusswerkzeuge von

Leichtmetallen.

Das Hochgeschwindigkeitsfräsen hat

im Werkzeug- und Formenbau gute Ra-

tionalisierungserfolge gebracht. Daher

wird hier besonders auf die spanende Fer-

tigung der Endkontur durch Schlichten

eingegangen. Die Notwendigkeit, zwi-

schen Schruppen und Schlichten beim

Fräsen mit hohen Geschwindigkeiten zu

unterscheiden, wurde in Abschnitt 6.5 be-

handelt. Die Endkonturen der Hohlformen

sind häufig Freiformflächen, die durch ab-

bildende Verfahren, wie vor allem das

Senk erodieren oder Einsenken, oder

durch gesteuert erzeugende Verfahren,

nämlich durch Fräsen, hergestellt werden

müssen. Rotationssymmetrische For-

men lassen sich durch Drehen herstellen.

Zur Herstellung von Freiformflächen

dagegen ist das Erodieren in neuerer

Zeit durch das Hochgeschwindig-

keitsfräsen zurückgedrängt worden, da

letzteres den direkten Weg vom Com-

putermodell zum Bauteil darstellt und

meist rationeller und umweltfreundli-

cher ist; denn Erodierschlämme stel-

len Sondermüll dar. Gefräst wird auf 3-

oder 5-Achsen-Maschinen. Typische

Werkzeuge sind Torus- oder Kugel-

kopffräser. Die Endfläche wird durch

zeilenweises Abfahren erzeugt, wobei

in einer 3-Achsen-Maschine die Frä-

serachse nicht gekippt werden kann.

In einer 5-Achsen-Maschine kann die

Fräserachse prinzipiell in jedem Punkt

eine andere, günstige Lage (z. B. nor-

mal zur Oberfläche) einnehmen. Prak-

tisch wird jedoch meist nach dem

3+2-Verfahren gearbeitet, d. h. die

Frässpindel wird in eine für einen zu be-

arbeitenden Bereich optimale Lage

gekippt und dann zur Bearbeitung

dieses Bereiches nicht mehr in ihrer

Winkellage verändert.

Bild 6.15 zeigt, wie bei dem meist

angewandten Kugelkopffräsen die Pa-

rameter Fräserradius, Vorschub und

Zeilenabstand zusammen wirken und

das verbleibende Rauheitsgebirge be-

stimmen. Der Zeilenabstand br und die

Vorschubgeschwindigkeit bzw. der

Vorschub je Schneide fz gehen direkt

in die Zeitspanfläche ein, in die theo-

retische Rauheit Rth jedoch nichtline-

ar nach der Formel (6.12) mit dem Ku-

gelradius rk :

In der Praxis wird die Zeilenbreite

meist erheblich größer gewählt als

der Schneidenvorschub, wodurch eine

zeilige Oberfläche entsteht. Werden die

Zeilenbreite und der Schneidenvor-

schub gleichgroß angesetzt, entsteht

eine homogene Oberfläche ohne das

typische Rillenprofil, was für Glätt-

operationen durch Schleifen vorteilhaft

sein kann (Bild 6.16). Derart große Vor-

schübe setzen allerdings eine hohe Dy-

94

Rth = rk - rk2 - (br/2)2 - (fz/2)2 (6.12)

namik der Maschinenvorschubantrie-

be voraus, damit nicht unzulässig gro-

ße Abweichungen von der Sollform

auftreten. Zudem ist zu beachten,

dass mit höherem Vorschub auch die

Kräfte größer werden und damit mög-

licherweise auch die Werkzeugverfor-

mung, was wiederum zu geometri-

schen Fehlern führen kann. Daher

empfiehlt es sich, Fräser so kurz wie

möglich zu spannen, um die Auslen-

kung (diese geht mit der dritten Potenz

der Auskragung) zu minimieren. Auch

kann mit konischen Schäften gear-

beitet werden. Wenn dadurch Kolli-

sionen auftreten, lassen sich diese

durch simultane 5-achsige Bewe-

gungsführung (5-Achsen-Fräsen) aus-

gleichen oder durch optimierte Frä-

serkippung (3 + 2-achsig Fräsen) mi-

nimieren. Daneben wurden zur Ge-

nauigkeitssteigerung Kompensations-

verfahren entwickelt, mit denen die Frä-

serabdrängung verringert oder kom-

pensiert werden kann [SCHW97].

Für Schlichtoperationen kann man

sich zu Nutze machen, dass nicht die

gesamte Schnittgeschwindigkeitsstei-

gerung zur Erhöhung des Zeitspanvo-

lumens genutzt, sondern auch ein Teil

zur Verringerung der Spanungsdicke

verwendet wird. Damit können hohe

Oberflächengüten erzeugt werden. Im

Werkzeug- und Formenbau lässt sich

damit erreichen, dass der immer noch

Zeilenbreite br

theo

retis

che

Rau

tiefe

Rth

WerkzeugKugelkopffräserø 12 mm

8μm

6543

2

1

0

fz = 0,4 mm

fz = 0,2 mm

fz = 0,1 mm

fz = 0 mm

Rth

br

fz

0 0,1 0,2 0,3 0,4 mm 0,6

Bild 6.16: Theoretische Rauheit Rth.

95

GG - 35210 HBN

35 CrMo 430 HRC

X 40 CrMoV 5146 HRC

X 155 CrVMo 12159 HRC

Euro/m2

3000

2000

1000

0

HC

-TiA

lN: 7

50m

/min

CB

N: 7

50m

/min

HC

-TiN

: 550

m/m

in

CB

N: 5

50m

/min

HC

-TiC

N: 4

50m

/min

CB

N: 8

00m

/min

HC

-TiN

: 60m

/min C

BN

: 150

m/m

in

x 10

x 10

(29560)

(15900)

(1870)

(1125)(1080)(920)

(770)(805)

Bild 6.17: Flächenbezogene Fräskosten (FK) für das Schlichten (FALL98).

große Anteil der manuellen Bankarbeit

zum Schlichten und Feinschlichten

gefräster Oberflächen wesentlich ver-

ringert werden kann und sich zugleich

die Maß- und Formgenauigkeit deutlich

erhöhen lässt.

Der Verschleiß der Kugelkopffräser ist

vom Werkstoff abhängig und steigt in

erster Näherung mit der Härte stark an.

Oberhalb 55 HRC muss mit geringen

Standflächen gerechnet werden. Bild

6.17 gibt eine Übersicht über die flä-

chenbezogenen Kosten für verschie-

dene Werkstoffe. Perlitisches Gussei-

sen GG-35 mit einer Härte von 210

HBN steht für Tiefziehwerkzeuge, der

bainitische Stahl 35 CrMo 4 mit 30 HRC

für Spritzgusswerkzeuge, der marten-

sitische Stahl X 40 CrMoV 5 1 mit

46 HRC für Kokillengießwerkzeuge und

der martensitische Stahl

X 155 CrVMo 12 1 mit 59 HRC für

Stanzwerkzeuge [FALL98]. Die den

Kostenberechnungen aus dem Jahre

1998 zu Grunde liegenden Parameter

sind 30 Euro für eine Wendeschneid-

platte und ein Maschinenstundensatz

einschließlich Lohnkosten eines Auto-

mobilherstellers von 125 Euro. Be-

schichtetes Hartmetall und kubisch

kristallines Bornitrid CBN wurden ein-

gesetzt mit den im Bild angegebenen

Schnittgeschwindigkeiten.

6.7 NE-Metalle


In Abschnitt 2.10 wurde erläutert,

dass Aluminiumlegierungen grundsätz-

lich gut zerspanbar sind. Wegen der ge-

ringen Festigkeit und der Möglichkeit,

günstige Schneidstoff-Werkstoffkom-

binationen zu wählen, kann mit hohen

Schnittgeschwindigkeiten gearbeitet

werden. Aluminiumlegierungen eignen

sich daher in besonderem Maße für das

H o c h g e s c h w i n d i g k e i t s s p a n e n

[ANDR02]. Gerade beim Fräsen ist die-

se Prozessvariante besonders interes-

sant, weil – wie in Abschnitt 6.5 erklärt

wurde – begrenzende Einflüsse schnell

rotierender träger Massen kaum exis-

tieren. Das Hochgeschwindigkeitsspa-

nen von Aluminium ist typisch für das

Schlichtfräsen. In neuerer Zeit wurde das

Hochleistungsfräsen gerade auch bei

Aluminiumlegierungen entwickelt

[GROP05]. Dabei stellt der Leistungs-

bedarf des Prozesses eine wesentliche

Grenze für die Produktivität dar. Ein

Kennwert dafür ist die auf das Zeit-

spanvolumen bezogene Leistungsauf-

nahme. Sie wird in starkem Maße durch

die Gestaltung des Werkzeugs be-

stimmt. Bild 6.18 gibt den Einfluss des

Spanwinkels und des Freiwinkels beim

Schaftfräsen wieder. Bild 6.19 macht

deutlich, dass der Spanraum des Frä-

sers für die hohen Zeitspanvolumina

ausgelegt sein muss.

Empfohlene Schnittwerte für das

Fräsen von Aluminiumlegierungen

durch Schnellarbeitsstahl, Hartmetall

und polykristallinen Diamant sind in Ta-

fel 6.4 enthalten. Diese Werte sind als

Startwerte aufzufassen, von denen

aus optimiert werden kann.

Spanwinkel γ

eses

Hauptschneide

Freiwinkel

Span-winkel Spanfläche

α

γ

Prozess:Schaftfräsen Vollschnitt

Freiwinkel α

12 14 ° 18 8 10 ° 14

spez

ifisc

he L

eist

ungs

-au

fnah

me

e s

kW x min

dm3

16

14

13

12

11

0

FAFf

FfN

n

ae

ap vf

fz = 0,19 mmap = 10 mmae = 32 mmn = 18500 1/minKSS: Emulsion

Werkstoff:Al 3.4364 (7075)Werkzeug:Fräser, HWD = 32 mmz = 3rε = 4 mm

Maschine:DS-EcospeedGro/34243 © IFW

Bild 6.18: Einfluss der Span- und Freiwinkel auf die spezifische Leistung.

96

Titanlegierungen

Titanlegierungen gehören zu den

schwer zerspanbaren Werkstoffen,

wie bereits in Abschnitt 2.10 erläutert

wurde. Üblich sind Schnittgeschwin-

digkeiten unterhalb 50 m/min. Für re-

duzierte Standzeiten um 30 min. las-

sen sich nach Erfahrungen aus der

Praxis der Bearbeitung von Turbinen-

schaufeln aus TiAl 6 V 4 allerdings auch

höhere Schnittgeschwindigkeiten er-

reichen. Die Vorschübe je Schneide lie-

gen abhängig vom Einsatzbereich und

vom Einstellwinkel unterhalb 0,25 mm.

Es sollte nach Möglichkeit nur im

Gleichlauf gefräst werden, um Drücken

und Reiben der Schneiden am Werk-

stoff zu vermeiden. Als Schneidstoffe

kommen Schnellarbeitsstahl oder Hart-

metall in Frage. Als Schnellarbeits-

stahl wird die pulvermetallurgisch her-

gestellte Variante HSSE (ASP30) ein-

gesetzt wegen möglicher scharfer

Schneiden. Gearbeitet wird mit HSS im

unteren Schnittgeschwindigkeitsbe-

reich (≤ 25 m/min). Schnellarbeitsstahl

wird in der Strukturkomponentenferti-

gung im Flugzeugbau zum Schruppen,

Hartmetalle der Sorten K20 bis K40

zum Schlichten eingesetzt. In neuerer

Zeit entwickelte besonders feinkörni-

ge Hartmetallsorten haben sich gut be-

währt. Zum Fräsen werden Kobaltan-

Mar

vin

- 31

90

Jabr

o -

7841

Rüb

ig2

- 783

8

Kro

mi -

782

5

P W

Z -

775

7

Jabr

o -

7831

81,7

mm

2

Querschnittsfläche A:

Ø 25 mm Ø 32 mm

39,0

mm

273

,1 m

m2

81,2

mm

2

116,

1 m

m2

132,

3 m

m2

fz = 0,19 mm

spez

ifisc

he L

eist

ungs

aufn

ahm

e e g

kW

dm3/min

16

14

13

12

0

eg

ap

13

mm

9

7

5

0

Sch

nitt

tiefe

ap

Maschine:DS-Ecospeed llVerfahren:Schruppfräsen

Werkstoff:AIZn 6 MgCuWerkzeuge:Fräser VHM

Spanfläche

rwz

ae

ap

vf

n

Bild 6.19: Leistungsaufnahme und Spanraum.

97

Tafel 6.4: Schnittwerte für das Fräsen von Aluminium.

Werkstoff HSS HW PKD

vc fz ap vc fz ap vc fz ap

m/min mm mm m/min mm mm m/min mm mm

weiche

Al-Legierung 400 0,25 6 500 0,25 6 2000 0,25 3

ausgehärtete

untereutektische

Al-Legierung 150 0,25 6 200 0,25 6 2000 0,20 3

eutektische und

übereutektische

Al-Legierung - - - 200 0,25 2 1000 0,15 2

teile bei 10 % verwendet, was K40 ent-

spricht. Positive Ergebnisse beim

Schlichten sind mit Multilayer-Be-

schichtungen auf der Basis von TiAlN

erzielt worden [GEY02]. In Tafel 6.5 sind

Schnittwerte für das Fräsen von Ti-

tanlegierungen angegeben. Für das

Schruppen mit Schaftfräsern wird be-

richtet, dass sich unbeschichtete be-

sonders feinkörnige Hartmetalle be-

währt haben [DENK08, DENK07]. Be-

schichtungen brachten dort kaum

mehr als 5 % bis 10 % Gewinn. Die für

den Einsatzfall entwickelten Werkzeu-

ge wurden mit radialen Spanwinkeln

γr = 14° und radialen Freiwinkeln von

αr = 6° ausgeführt. Schnittgeschwin-

digkeiten zum Schruppen lagen bei

50 m/min. und zum Schlichten bis

150 m/min. Innenkühlschmierung war

dann allerdings erforderlich.

Tafel 6.5: Schnittwerte für das Fräsen von Titan Ti6AL4V.

Werkstoff VHM, blank VHM, TiAlN multi

vc [m/min] fz [mm] vc [m/min] fz [mm]

Schruppen ≤ 31.5 ≤ 0.15 ≤ 50 ≤ 0.15

Schlichten ≤ 20 ≤ 0.02 ≤ 150 ≤ 0.05

98

99

Merkmal Maßnahmen

Ungenügende Antriebsleistung

• Schnitttiefe reduzieren

• Schnittgeschwindigkeit reduzieren

• Vorschub reduzieren

• positive Spanwinkel verwenden

• Schneidenzahl reduzieren

Starke Schwingungen

Ungenügende Aufspannung • Werkzeugüberhang verringern

selbsterregte Schwingungen • Aufspannung überprüfen

• kräftigere Werkzeughalter verwenden

• Richtung der Zerspankraft optimieren


• Fräser mit ungleicher Teilung verwenden

• Gegen- statt Gleichlauffräsen

• Drehzahl um 10 % erhöhen oder erniedrigen

Zu großer Freiflächenverschleiß

Abrasiver oder adhäsiver Verschleiß • Schnittgeschwindigkeit verringern

• verschleißfestere Hartmetall-Sorte verwenden

• Schneidkantenfase vergrößern

Großer Kolkverschleiß

Diffusionsverschleiß • Schnittgeschwindigkeit verringern

• Verschleißfestere Hartmetall-Sorte verwenden

• Vorschub je Schneide reduzieren

Kammrisse

Starke Temperaturwechsel • zähere Hartmetallsorte wählen

• für geringere Abkühlung der Schneiden sorgen

• Vorschub je Schneide verringen

• Schnittgeschwindigkeit reduzieren

Ungenügende Werkstückoberfläche

Maschinen- oder Schneideneinfluss • Rundlauf des Fräsers prüfen, Fräser


• Vorschub je Schneide reduzieren

• Maschinenschwingungen prüfen (siehe Starke Schwingungen)

• Schnitttiefe verringern

• Schneidkantenfase verringern

Nachschneiden des Fräsers

Spindelneigung fehlerhaft • Spindel ausrichten (unter 0.10 mm auf 1000 mm!)

• Axialschlag des Fräsers < 7 µm


• geringeren Fräserdurchmesser wählen

6.8 Fräsprobleme, Praxistipps

100

Die Verfahren der Gruppe „Spanen

mit geometrisch unbestimmten Schnei-

den“ gliedern sich nach DIN 8589 -11

bis -17 in die Verfahren Schleifen mit ro-

tierendem Werkzeug (mit Schleifschei-

ben), Bandschleifen, Hubschleifen, Ho-

nen, Läppen, Gleit- und Strahlspanen

(Bild 7.1). Es können Verfahren mit ge-

bundenem und ungebundenem losem

Korn unterschieden werden. Diese Ver-

fahren zählen zu den Feinbearbei-

tungsverfah ren. Sie werden überwie-

gend zum Erzeugen der finalen Ober-

flächen eines Werkstücks, also als

Endbearbeitungsverfahren, eingesetzt.

Daher sind die Qualitätskriterien der

Schleifprozesse in der Regel die Maß-

und Formgenauigkeit, die Oberflä-

chengüte und die physikalischen Rand-

zoneneigenschaften, die mit ihnen er-

reicht werden. In der Regel lassen sich

folgende Toleranzbereiche (in Klam-

mern: erreichbar mit größerem Aufwand

oder unter günstigen Bedingungen)

(Rp: Fließgrenze des Werkstoffs):

Allerdings ermöglicht die Entwick-

lung von Hochleistungsschleifverfah-

ren heute die wirtschaftliche Realisierung

hoher Zeitspanvolumina, sodass die

Einsatzgebiete der Verfahren mit geo-

metrisch unbestimmter Schneide nicht

mehr nur auf die Endbearbeitung be-

schränkt sind.

Das Schleifen weist einige prinzipielle

Unterschiede gegenüber dem Spanen

mit geometrisch bestimmten Schnei-

den auf (siehe auch Bild 2.1). Die Ein-

stellparameter variieren je nach Schleif-

werkzeug und Verfahren in weiten Be-

reichen. Die Schnittgeschwindigkeiten

sind höher als beim Drehen oder Fräsen.

Sie liegen bei 30 m/s bis 120 m/s, die

Vorschubgeschwindigkeiten zwischen

10 m/min und 200 m/min und die Zu-

stellungen zwischen 3 μm bis 80 μm.

Die Spanungsdicken beim Schleifen

sind so gering, dass elastische Anteile an

den Formänderungen des Werkstoffs

nicht vernachlässigbar sind. Bild 7.2

zeigt die unterschiedlichen Phasen bei der

Spanbildung. Beim Schneideneingriff

kommt es nach einer rein elastischen Ver-

formung (1) zum plastischen Fließen

des Materials (2). Die eigentliche Span-

bildung erfolgt nach einem weiteren Ein-

dringen der Schneide in den Werkstoff (3).

Neben der Scherung des Spans (7) ist

dieser Bereich sowohl durch elastische

als auch plastische Formänderungen

charakterisiert. Dem gegenüber liegen un-

mittelbar vor dem Austritt des Korns aus

dem Werkstoff nur noch elastische Form-

änderungen und die Scherung des

Spans vor (4). Beim Schleifen kommt es

vor der Schnei de zu seitlichem Stofffluss,

Spanen mit geometrisch unbestimmten Schneiden

mit losem Korn

Schleifen mitrotierendem Werkzeug

mit gebundenem Korn

Honen

Bandschleifen

Hubschleifen

Gleitspanen

Strahlspanen

Läppen

Bild 7.1: Spanen mit geometrisch unbestimmten Schneiden (nach DIN 8589 -11 bis -17).

7. Schleifen7.1 Grundlagen des Verfahrens

Maß- und Formtoleranzen:

IT 6 und IT 5 (IT 3)

Oberflächengüten:

Rz = 5 µm -1.5 µm (Rz = 0.4 µm)

Eigenspannungen

= 0.7 x Rp ( – 0.6 x Rp)

101

der Formänderungszustand ist dreiach-

sig im Gegensatz zu überwiegend zwei-

achsigem Fließen beim Spanen mit geo-

metrisch bestimmter Schneide.

Ein Maß für die Produktivität des

Schleifprozesses ist das Zeitspanvolumen

QV [mm3/min]. In Bild 7.3 sind die Grö-

ßen zur Berechnung eingetragen. Es gilt

mit der Vorschubgeschwindigkeit

vf [mm/min] (ap und ae in mm).

Da entlang des Schnitteingriffs ap

grundsätzlich gleiche Spanbildungs-

verhältnisse herrschen, wird für tech-

nologische Betrachtungen das auf den

Schnitteingriff ap bezogene Zeitspan-

volumen QV‘ verwendet:

Das bezogene Zeitspanvolumen ist

eine Prozesskenngröße, die mit den

wichtigsten technologischen Wirkgrößen

verknüpft werden kann, so mit den

Schleifkräften, der Schleifleistung, der

Verschleißkennzeichnung durch das

Schleifverhältnis G (durch Schleifen ab-

getrenntes Volumen bezogen auf das

am Schleifwerkzeug verschlissene Vo-

lumen) und die Randzonenbeeinflus-

sung.

Die genannten Beziehungen für das

Zeitspanvolumen QV [mm3/min] gelten für

das Planschleifen. Beim Rundschleifen ei-

nes Zylinders mit dem Werkstückdurch-

messer dw [mm] im Einstech verfahren mit

der radialen Vorschubgeschwindigkeit vfr

[mm/min] ist

und im Längsschleifverfahren mit dem

Schnitteingriff ap (entspricht dem Längs-

vorschub) und dem Arbeitseingriff oder

der Zustellung ae bei einer Werkstück-

drehzahl von nw [min-1].

7.2 SchleifwerkzeugeSchleifscheiben bestehen aus drei

Komponenten, aus dem Hartstoff, der als

Schleifkörnung die Schneiden bildet,

dem Bindungsmaterial, das die Hartstoff -

körner hält, und dem Spanraum, das sind

Poren im Scheibenmaterial oder Leer-

räume vor den Schneiden an der aktiven

Schleifoberfläche des Werkzeugs.

Die Hartstoffkörner bestimmen zu ei-

nem wesentlichen Teil die Verschleißei-

genschaften des Werkzeugs. Für die

Feinbearbeitung von Stahl wird haupt-

sächlich Korund (Aluminiumoxid, Al2O3)

eingesetzt. Das härtere Siliziumkarbid

(SiC) wird vorzugsweise zum Schleifen

von Gusseisen und Keramiken verwen-

det. Das hochharte kubisch kristalline

1 elastische Formänderung

2 elastische und plastischeFormänderung

3 elastische und plastischeFormänderung (Pflügen)und Scherung des Spans

4 elastische Formänderungund Scherung des Spans

5 Zone elastischer Form-änderung

6 Zone plastischer Form-änderung

7 Span

5

6

7

vc

3 421

Bild 7.2: Phasen der Spanbildung beim Schleifen.

QV = ae x ap x νf (7.1)

QV’ = ae x νf (7.2)

QV = π x dw x ap x νfr (7.3)

QV = ae x ap x π x dw x nw (7.4)

102

Bornitrid (CBN) hat nach Diamant die

höchste Härte aller bekannten techni-

schen Stoffe. Es wird synthetisch her-

gestellt und hat verglichen mit den kon-

ventionellen Schleifstoffen einen erheb-

lich höheren Preis. Daher liegt sein

Haupteinsatzgebiet bei gehärteten Stäh-

len mit Härten oberhalb 45 HRC. Diamant

kommt für das Stahlschleifen nicht in Fra-

ge, da es wegen der hohen Affinität des

Kohlenstoffs zum Eisen chemisch rasch

verschleißt. Die mechanischen und phy-

sikalischen Eigenschaften der Hartstof-

fe sind in Tafel 7.1 aufgeführt.

Korund besteht zu 95 % bis 99.5 %

aus Al2O3 und weiteren metallischen

Beimengungen. Mit dem Reinheitsgrad

nimmt die Härte zu und die Zähigkeit

ab. Daher wird Normalkorund (95 %

Al2O3) zum Schruppen und Edelkorund

(99.5 % Al2O3) für Präzisionsschleif-

aufgaben eingesetzt. Neuerdings wer-

den zum Präzisionsschleifen auch mi-

krokristalline Korundkörnungen ver-

wendet. Diese nach einem Sol-Gel-

Verfahren hergestellten Körner beste-

hen aus einer großen Zahl von Mikro-

körnern, die jedes für sich Schneiden

bilden können.

Während des Schleifprozesses kön-

nen geeignet ausgelegte Schleifkörner

so verschleißen, dass weitgehend ar-

beitsscharfe Schneiden entstehen. Die-

ser Selbstschärfungseffekt setzt bei

normalem Korn hohe Kräfte je Korn vo-

raus, sodass der Effekt praktisch nur

beim Schruppschleifen eintreten kann.

Für mikrokristallines Korn dagegen

reicht die spezifische Belastung aus, den

Selbstschärfungseffekt auch beim

Schlichten zu nutzen. Dieser Mecha-

nismus führt bei mikrokristallinem Korn

im Gegensatz zu den grobkristallinen

Schmelzkorunden zu reduziertem Ver-

schleiß bei gleichzeitig reduzierter

Schleifkraft und Temperatur in der Kon-

taktzone. Das führt zu höheren Stand-

mengen, längeren Abrichtintervallen

und lässt eine Steigerung des Zeit-

spanvolumens zu.

Schleifkörner werden neben ihren

mechanischen und physikalischen

Eigenschaften durch ihre Korngröße

gekennzeichnet. Für Korund und Silizi-

umkarbid gilt die FEPA-Norm, wobei die

Körnungsnummern nach US mesh

(Siebmaschen je Zoll) gewählt sind. Ta-

fel 7.2 zeigt Anwendungen von kon-

ventionellen Schleifkörnungen, die er-

reichbaren Oberflächengüten und be-

Längs-Umfangs-Planschneifen Längs-Seiten-Planschleifen

ap : Schnitteingriff lg : geometrische Kontaktlängen

ae : Arbeitseingriff Ak : Kontaktfläche

fr : radialer Vorschub Aw : Eingriffquerschnitt

vcvc

Ak

AkAw

ap

apae

ae = fr

lglg

vft

vft

Bild 7.3: Eingriffsverhältnisse beim Umfangs- und Planschleifen.

Tafel 7.1: Eigenschaften von Schleifkörnungen.

Hartstoff Al2O3 SiC CBN

Härte, HV 01 2100 2500 5000

Schmelzpunkt [°C] 2050 2300 2730

Beständigkeit [°C] 1750 1500 1200

Wärmeleitfähigkeit

[W/Km] 1) 14 55 200

spez. Wärme [J/gK] 1.08 1.1 1.57

1) bei Schleiftemperatur

103

zogene Zeitspanvolumen. Man erkennt

einen weiten Bereich für die Zuordnung

von Oberflächengüten und Körnung.

Das liegt darin begründet, dass neben

der Korngröße eine Reihe weiterer Ein-

flussgrößen gegeben ist, vor allem die

Art des Abrichtens der Schleifscheibe,

Vorschub- und Schnittgeschwindigkeit

und weitere. Einen Anfangswert beim

Schlichtschleifen für die Wahl der Korn-

größe KG [μm] bei geforderter Rautie-

fe Rz [μm] liefert die nachstehende em-

pirische Formel:

Die hochharten Körnungen wie CBN

und Diamant werden nach der lichten

Weite der Siebe gekennzeichnet, d. h.

die Kennzahl korreliert mit dem Korn-

durchmesser. Neben den Körnungen

der Hartstoffe werden die Eigen schaf -

ten einer Schleifscheibe maßgeblich

durch die Bindung bestimmt, mit de-

nen die Hartstoffkörner im Verbund ge-

halten werden. Für das Präzisions-

schleifen von Stahl werden überwie-

gend keramische Bindungen einge-

setzt.

Die Bindung bestimmt den Wider-

stand, der dem Ausbrechen eines

Kornes aus dem Verbund entgegen-

gesetzt wird. Dieser Widerstand wird

als Härte einer Schleifscheibe be-

zeichnet (abweichend also von dem

üblichen Härtebegriff, der Eindring-

körperhärte). Bei keramisch gebun-

denen Schleifscheiben wird die Härte

durch die Dicke der Bindemittel-Stege

bestimmt: Je dicker die Stege sind,

desto härter ist die Scheibe (Bild 7.4).

Die so definierte Härte wird nach

ISO 525 mit Kennbuchstaben bezeich -

net. Praktisch genutzt wird der Härte-

bereich von E (sehr weich) bis S (sehr

hart). Um bei harten, verschleißenden

Werkstoffen abgestumpfte Körner aus

dem Verband zu entlassen, werden

eher weichere Scheiben eingesetzt.

Umgekehrt empfehlen sich härtere

Scheiben bei weichen Werkstoffen,

die stärkeren Bindungsverschleiß er-

warten lassen. Daher gilt die Faustre-

gel:

Harte Werkstoffe weicheScheiben, weiche Werkstoffe harte Scheiben.

Das vollständige Klassifizierungs-

schema für Schleifscheiben auf Ko-

rund- und Siliziumkarbid-Basis ist in

Bild 7.5 angeschrieben. Allerdings lassen

sich keramisch gebundene Schleif-

scheiben in ihrem Prozessverhalten in

KG = 100 x Rz1.25 (7.5)

Tafel 7.2: Oberflächengüten, Korngrößen und Aufmaß.

harte Schleifscheibe

Bindemittel-Stege

weiche Schleifscheibe

Bindemittel-Stege

Schleifkorn SchleifkornPoren Poren

Bild 7.4: Aufbau einer keramischen Schleifscheibe (nach Saint Gobain).

Schleifart Rautiefe Kornzahl Korngröße Max. Aufmaß

Rz [µm] US mesh [µm] [µm]

Vorschleifen 10 - 5 20 - 40 1050 - 440 –

Ferigschleifen 5 - 1,5 46 - 80 370 - 190 < 200

Feinschleifen 1,5 - 0,7 90 - 180 150 - 70 < 100

Feinstschleifen 0,7 - 0,4 220 - 600 60 - 10 < 50

104

Schleif- Schleif- Körnung Härtegrad Gefüge Bindung Bindung Arbeits-mittel mittel höchstge-

schwindigkeit

A EdelkorundC SiliziumcarbidZ Zirkonkorund

XXa Kurzeichen vom Her-steller frei wählbar < 16, 16... 140, 160 m/s

MakrokörnungenF4 bis F220nach ISO 8486-1grob mittel fein

4 30 705 36 80

40 908 46 100

10 54 12012 60 150

18024 220

äuße

rst w

eich

sehr

wei

ch

wei

ch

mitt

el

hart

sehr

har

t

äuße

rst h

art

A E H L P T X

B F I M Q U Y

C G J N R V Z

D K O S W

01...

15....

30

offe

nes

Gef

üge

V keramische Bindung

R Gummibindung

RF Gummibindungfaserstoffverstärkt

B Kunstharzbindung

BF Kunstharzbindungfaserstoffverstärkt

E Schellackbindung

MG Magnesitbindung

M Metallische Bindung

XXa A 60 L 5 B XXa 63

Bild 7.5: Klassifizierung von konventionellen Schleifscheiben (nach ISO 525).

weiten Bereichen durch das Abrichten

oder Konditionieren verändern. Durch ei-

nen Dreh- oder Schleifprozess, in der Re-

gel in der Schleifmaschine, wird dabei die

aktive Oberfläche einer Schleifscheibe mit

einer für den vorgesehenen Schleifpro-

zess passenden Wirkrautiefe verse hen:

Für das Schleifen mit größerem Zeit-

spanvolumen wird grob, für das Schlich-

ten und Feinschlichten fein abge richtet.

Die Wirkrautiefe der Schleifscheibe soll-

te so gewählt werden, dass es nicht zu

unzulässig hohen Temperaturen in der

Schleifzone kommt und dadurch die neu

entstehende Oberfläche thermisch ge-

schädigt wird. Durch die passende Wahl

der Körnung und vor allem durch tref-

fendes Abrichten können solche Schä-

digungen vermieden werden. Daher ist

das Abrichten ein für das Schleifergeb-

nis entscheidender Vorgang.

Ein Maß für den Verschleiß an Schleif-

scheiben ist das Schleifverhältnis

G = VWSt/Vs, worin das am Werkstück

verschlissene Volumen bezogen wird auf

das Schleifscheibenvolumen. Beim

Schleifen mit Korund an Stahl kann man

mit G = 40 bis 80 rechnen.

7.3 OberflächengüteDie mikrogeometrische Oberflächen-

ausbildung lässt sich durch verschie-

dene Kenngrößen wie die gemittelte

Rautiefe, den Mittenrauwert, den Trag-

anteilkennwert und weitere beschreiben

(s. Abschnitt 2.4), je nachdem welche

Funktion der Oberfläche wesentlich ist.

Häufig wird die gemittelte Rautiefe Rz an-

gegeben. In Bild 7.6 sind qualitativ die

Einflüsse einiger Eingangsgrößen auf die

Oberflächengüte angeschrieben. Grund-

sätzlich ist die durch Schleifen erzeug-

te Oberfläche mit der Mikrotopographie

der Schleifscheibe und den kinemati-

schen Bedingungen, mit denen die

Schneiden gegenüber dem Werkstück

bewegt werden, verbunden

Mit Rücksicht auf das Verschleißver-

halten ist in Bild 7.6 zwischen konven-

tionellen und hochharten Schleifstoffen

unterschieden, wobei für beide die glei-

chen Trends festzustellen sind, bei CBN

sind die Veränderungen der Rauheits-

werte zeitlich erheblich gestreckt. Aus

den schematischen Darstellungen ist zu

entnehmen, dass die Rauheit mit zu-

nehmender Vorschubgeschwindigkeit

zunimmt, was sich auf die Steigerung

der Spanungsdicke zurückführen lässt.

Umgekehrtes gilt für den Einfluss der

Schnittgeschwindigkeit, mit deren Stei-

gerung die Spanungsdicke abnimmt. Die

Schleifzeit bzw. das Zerspanvolumen

V’w wirkt sich ambivalent aus je nach der

anfänglichen Mikrotopographie der

Schleifscheibe. Bei rauer Scheibe tritt nach

anfänglich größerer Rauheit ein Glät-

tungseffekt auf. Umgekehrt ergibt sich bei

sehr glatter Scheibe durch Verschleißef-

fekte eine Aufrauhung und damit eine Stei-

gerung der Rautiefe am Werkstück.

Ein besonderer Anwendungsfall ist

das Schleifen von Dichtflächen, gegen die

Radialwellendichtringe (Simmerringe) lau-

fen. Typische Anwendungen sind Ab-

dichtungen von Kurbel- und Getriebe-

wellen oder die Abdichtung gekapselter

105

konventionell

CBN

Rz

Rz

vf

vfvc

vc

V´w

V´w

Rz

Rz

Rz

Rz

Bild 7.6: Einfluss von Stellgrößen auf die Rauheit.

Wälzlager. Solche Dichtringe sollen auch

bei gewissem Innendruck Ölaustritt ver-

hindern. Leckraten von 0.01 ml/h sollen

nach DIN 3761II nicht überschritten wer-

den. Um diese scharfen Bedingungen zu

gewährleisten, die schon aus Gründen der

Umweltbelastung sicher eingehalten wer-

den müssen, müssen richtungsorien-

tierte Strukturen mit einer axialen Kom-

ponente vermieden werden. Es müssen

Oberflächen durch Feinbearbeitungsver-

fahren erzeugt werden, die keine Drall-

strukturen aufweisen.

Dichtungshersteller geben für ge-

schliffene Wellen folgende Anforderungen

an Zylinderflächen an [PREV]:

Wellenoberflächen für Radialwellen-

dichtringe werden meist geschliffen. Um

eine Richtungsorientierung zu vermeiden,

wird das Einstechschleifen empfohlen. Al-

lerdings ist dieser Prozess durchaus

nicht Garantie für eine funktionsfähige

Oberfläche; denn auch beim Einstech-

schleifen ergibt sich immer ein Restdrall.

Dieser wird wesentlich durch den Abricht -

vorgang bestimmt. Um beim Schleifen un-

zulässige Richtungsorientierung der Mi-

krostruktur zu vermeiden, sind folgende

Bedingungen förderlich [KEST92]:

Einstechschleifen ist nochkeine Gewähr für Drallfreiheit,weitere Bedingungen sind einzu-halten (siehe oben).

In der Praxis wird noch meist mit

dem Fadenindikator geprüft, ob eine

unzulässige Ölförderwirkung auftritt.

Dabei wird ein mit Öl benetzter ge-

wichtsbelasteter (ca. 50 g), spezieller

Faden über die zu prüfende Welle ge-

legt. Bei Rotation der Welle beginnt

sich der Faden axial zu bewegen,

wenn ein Drall vorliegt. Allerdings wirkt

die Methode – wie praktische Erfah-

rungen zeigen – nicht, wenn die Drall-

strukturen besonders fein oder be-

sonders grob sind. Es wird deshalb an

optischen Verfahren gearbeitet, die

vielversprechend sind [KEST92]. Das

Prüfproblem sollte auch aus Umwelt-

gründen rasch einer praktischen Lö-

sung zugeführt werden; denn es ist be-

kannt, dass bereits Drallwinkel (Schrau-

bensteigungswinkel) von 6‘ zu hohen

Leckraten von 15 ml/h führen können.

• Drallfreiheit

• Ra = 0.2 μm-0.8 μm,

Rz = 1 μm -5 μm, Rmax < 6.3 μm

• ohne Poren, Kratzer, Riefen

• ausreichender

Verschleißwiderstand

• Nicht ganzzahliges Drehzahlver-

hältnis von Schleifscheibe und

Werkstück (z. B. 10.5:1),

• Abrichten in einer Richtung,

Abrichtvorschub < 0.1 mm,

• ausreichend lange Ausfeuerpha-

sen (30 s Ausfeuern wird

empfohlen),

• ausreichend feine Schleifkörnung,

60-100 US mesh,

• ausreichende Steifigkeit der Wirk-

partner (Vermeiden von Kippun-

gen),

• keine Schränkung der Achsen von

Werkzeug und Werkstück.

106

Werkstoff : 100 Cr 6Härte : 62 HRCFlachschleifen : A46 J 8V35vc : 30 m/svft : 400 mm/sae : 7,5 μm

Här

te H

V 0

,05

HK

0,0

5

1100

900

700

500

0

Tiefe z0 10 20 30 40 μm 50

Querschliff, HK 0,05

Schrägabtrag, HV 0,05

Bild 7.7: Härteveränderungen durch Schleifen.

0 50 100 μm 200

Abstand von der Oberfläche z

Eig

ensp

annu

ngen

σII

VerfahrenAußenrund-Umfangs-QuerschleifenCBN-SchleifscheibeM 126 VR 100 Nvc = 100 m/s, q = -150AbrichtbedingungenFormrolle D301Ud = 10, qd = 0,8, id = 8Werkstück100 Cr 6 gehärtet, 63 HRC

KühlungMineralöl, 19 I/min, 9 bar

röntgenographischeEigenspannungsanalyseDiffraktometerXRD 3000 PTSStrahlung CrKaWellenlänge λ = 0,2291 nmBragg-Winkel 2θ = 156,44°Netzebene 211Eindringtiefe τ = 4,1 - 6,1 μm

37/24627 © IFW

600

MPa

200

0

-200

-400

Q´w = 45 mm3/mms

20 μmQ´w = 20 mm3/mms

20 μm

Q´w = 2 mm3/mms

20 μm

Bild 7.8: Eigenspannungen und Zeitspanvolumen.

7.4 Randzonenbeein-

flussungWie in Abschnitt 2.4 allgemein dar-

gestellt wurde, werden die physikali-

schen Eigenschaften spanend er-

zeugter Oberflächen durch den Pro-

zess verändert. Das gilt für das Schlei-

fen in besonderem Maße; denn Schlei-

fen ist meist ein finales Bearbeitungs-

verfahren, die erzeugte Oberfläche er-

hält ihre endgültigen Eigenschaften,

und zum anderen haben die Spanbil-

dungsvorgänge beim Schleifen er-

hebliches Potenzial, die Randzonen ei-

nes Werkstücks zu verändern. Das

kann sein

• Weichhautbildung durch Anlassen,

• Bildung von unerwünschten Zugei-

genspannungszuständen,

• Bildung martensitischer, weißer

Schichten und/oder

• Entstehen von Mikrorissen.

Die beim Schleifen freiwerdende

Wärme kann zu Temperaturen in der

Randzone des Werkstücks führen, die

ein Anlassen bewirken. Dieses Phä-

nomen der Weichhautbildung ist in der

Regel unerwünscht. Es ist besonders

dann kritisch, wenn ein Bauteil wegen

tribologischer Beanspruchung gehär-

tet wurde und die Randhärte dann

durch das Schleifen abgesenkt wird

oder gänzlich verschwindet. Abhilfe

kann durch geringere Zustellung, durch

groberes Abrichten der Schleifscheibe,

durch bessere Kühlschmierung oder

Ersatz von Emulsion durch Mineralöl als

107

0 40 80 120 160 μm 200Eindringtiefe z

CBNB 64 V 180

KorundA 46 Jot 8 V 35

800

MPa

400

0

-400

-800

Spa

nnun

g σ

Werkstoff:100 Cr6, 62 HRCPlanschleifen:vc = 30 m/svft = 400 mm/sae = 7 mm

σ

σ

σ

σ

Bild 7.9: Einfluss des Schleifstoffes.

Eig

ensp

annu

ngen

σII

800

MPa

400

200

0

-200

-4000 20 40 60 80 μm 120

Abstand von der Oberfläche z

VerfahrenAußenrund-Umfangs-QuerschleifenCBN-SchleifscheibeM 126 VR 100 NSchleifenvc = 100 m/s, q = -150Q´w = 10 mm3/mm*sWerkstück100 Cr 6 gehärtet63 HRC

Kühlung30 I/min, 9 bar

röntgenographischeEigenspannungsanalyse

Strahlung CrKaWellenlänge λ = 0,2291 nmBragg-Winkel 2θ = 156,44°Netzebene 211Eindringtiefe ι = 4,1 - 6,1 μm

Tangentialdüse

Schuhdüse

MineralölEmulsion

Bild 7.10: Einfluss von Kühlschmierung und Düsenart.

Kühlschmiermittel erreicht werden.

Umgekehrt kann auch eine Aufhärtung

in den randnahen Schichten durch

Kaltverfestigung entstehen (Bild 7.7)

[TÖND04].

Mechanische und thermische Ein-

wirkungen erzeugen plastische Ver-

formungen und Gefügeänderungen in

den randnahen Schichten und führen

damit zur Ausbildung von Eigenspan-

nungsverteilungen im Bauteil (Bild 7.8).

Dabei wirken sich die Einstellpara-

meter, die eine stärkere Energieum-

setzung und damit auch höhere Tem-

peraturen in der Kontaktstelle bewir-

ken, in Richtung auf höhere Zugei-

genspannungen und größere Ein-

dringtiefe der Eigenspannungsquel-

len aus. In Bild 7.8 ist das Zeitspan-

volumen über die Zustellung ae variiert.

Es ist eine deutliche Verschiebung

der Spannungsverteilung zu Zugs-

pannungen zu erkennen. Bei höheren

Zustellungen kommt es zudem zu Ge-

fügeveränderungen und schließlich

zur „Weißhautbildung“ in den unmit-

telbaren Oberflächenschichten.

Wie Bild 7.9 zeigt, ist von Einfluss, mit

welchem Schleifstoff gearbeitet wird.

CBN als hochharter Schleifstoff ver-

schleißt weniger und weist weniger

verrundete Schneiden auf. Vor allem

hat CBN eine erheblich höhere Wär-

meleitfähigkeit als Korund und trans-

portiert deshalb die beim Schleifen ent-

stehende Wärme stärker aus der Wirk-

zone heraus, der Schliff bleibt kühler.

Der Wärmehaushalt in der Schleifzo-

ne kann auch über die Kühlschmierung

beeinflusst werden, wie Bild 7.10

zeigt.

Wenn die in den Randzonen entstan-

denen Zugeigenspannungen die Bruch-

grenze des Werkstoffs überschreiten,

kann es zu Rissen kommen. Der Nach-

weis von Rissfreiheit kann einigen Auf-

wand darstellen. In Bild 7.11 sind einige

Nachweisverfahren aufgeführt. Zum

Nachweis von Zugeigenspannungen wird

häufig noch das Nitalätzverfahren genutzt.

Dies ist nicht immer eindeutig, ist nur für

Stichproben zu verwenden und ist zudem

aufwendig. In neuerer Zeit wird ein inte-

ressantes Analyseverfahren nach dem Mi-

kromagnetverfahren mit Aufnahme des

Barkhausen-Rauschens [KARP95] in der

Praxis erprobt. Dabei bedarf es zwar ei-

ner Kalibrierung, die das Prüfverfahren je-

weils an den Werkstoff und an die geo-

metrischen Bedingungen anpasst, das

sich aber für die Serienfertigung zu eig-

nen scheint.

7.5 Abrichten von

SchleifscheibenSchleifscheiben müssen konditio-

niert werden. Darunter versteht man

das Abrichten bei konventionellen

Schleifscheiben und bei hochharten

Schleifscheiben zusätzlich das Schär-

fen. Beim Schärfen wird die Bindung

soweit zurückgesetzt, dass ein aus-

reichender Kornüberstand (exposure)

und damit ausreichend Spanraum ent-

steht. Bei konventionellen Schleif-

scheiben auf der Basis von Korund

oder Siliziumkarbid wird durch Ab-

richten sowohl die Makrogeometrie

einer Schleifscheibe, das ist der Rund-

lauf und das Profil, als auch die Mi-

krogeometrie, also das „Schneiden-

gebirge“ – auch als Wirkrautiefe be-

zeichnet – erzeugt.

Wegen der notwendigen stark ab-

rasiven Wirkung einer Schleifscheibe,

die abgerichtet werden soll, kommen

nur Hartstoffe als Abrichtwerkzeuge in

Frage. In der Serienfertigung werden

ausschließlich diamantierte Werkzeu-

ge eingesetzt. In neuerer Zeit werden

zunehmend synthetische polykristalli-

ne Diamanten für Abrichtwerkzeuge

verwendet. Dabei haben CVD-Dia-

manten besonders günstige Ei gen -

schaften, was die Härte und die Ver-

schleißfestigkeit einerseits und die Zä-

higkeit andererseits anbelangt. Solche

Diamantkörper haben zudem den Vor-

teil, geometrisch definierte und repro-

duzierbare Formen zu haben.

In Bild 7.12 sind grundsätzlich un-

terschiedliche Abrichtarten eingetra-

gen, die sich nach stehenden und ro-

tierenden Abrichtwerkzeugen und nach

gesteuerter und abformender Profiler-

zeugung unterscheiden. Feststehende

gesteuerte Abrichter können als Ein-

zeldiamanten oder in Fliesen oder

„Igeln“ ausgeführt sein.

Zu unterscheiden ist das Formab-

richten, bei dem das Abrichtwerkzeug

gesteuert wird, vom Profilabrichten, bei

dem das Abrichtwerkzeug die Kontur

des zu erzeugenden Profils enthält. Au-

ßerdem können die Abrichter festste-

108

Ätzen

Magnetpulverprüfung

Eindringverfahren

Ultraschallprüfung

Licht- und rasterelek-tronenmikroskopischesVerfahren

Kosten Beeinflussung Risserkennungdes Werkstoffs

mittel gering bedingt sicher

mittel keine sicher

gering keine sicher

gering keine sicher

hoch keine unsicher

mittel keine sicherhoch

HNO3, H2SO4

Oszillo-graph

BeurteilungRissprüfverfahren Arbeitsprinzip

Diff. Rot.Kontrast

Weiß

Fluoresz.Flüssigkeit UV-Lampe

Bild 7.11: Verfahren zur Rissprüfung (nach Kosche).

hend sein – das Abrichten entspricht

dann einem Drehprozess – oder sie kön-

nen selbst eine Drehbewegung aus-

führen – was dem Schleifen entspricht.

Das Formabrichten über die Steue-

rung ist prinzipiell sehr viel flexibler als

das Profilabrichten; denn es muss (im

Rahmen der passenden Abrichter-

form) im Wesentlichen nur das Steue-

rungsprogramm geändert werden, um

ein anderes Profil zu erzeugen.

Gesteuertes Abrichten ist fle-xibler, Profilabrichten bietet sichfür große Serien an.

Das Abrichten mit einem stehenden

Werkzeug ist prinzipiell genauer als das

Abrichten mit rotierendem Werkzeug;

denn Fehler des Rundlaufes und des

Taumelns, die von der Abrichtspindel

oder dem Abrichtwerkzeug herrüh-

ren, können bei feststehenden Ab-

richtern nicht auftreten. Allerdings lässt

sich dieser prinzipielle Nachteil durch

die Qualität der Spindel und des ro-

tierenden Werkzeugs weitgehend kom-

pensieren. Es sollte daher bei hohen

Anforderungen auf den Rundlauf und

Axialschlag geachtet werden.

Abrichten mit feststehendenWerkzeugen ist prinzipiell genau-er, beim Abrichten mit rotierendenWerkzeugen auf den Rundlaufund Axialschlag von Spindel undAbrichtwerkzeug achten.

Das gesteuerte Abrichten mit einem

feststehenden Einzeldiamanten (auch

unter „Diaform“ bekannt) ist in Bild 7.13

dargestellt. Neuerdings werden CVD-

Diamanten eingesetzt, um den Verschleiß

gering zu halten und Splittern zu vermei-

den. Für gerade oder schwach geneig-

te Konturen werden auch Fliesen oder

„Igel“ verwendet, in denen mehrere Dia-

manten die Abrichtarbeit übernehmen

und dadurch weniger verschleißen.

Eine interessante Alternative zum Dia-

form-Verfahren ist der Einsatz einer Form-

rolle, die die Flexibilität der gesteuerten

Werkzeugführung mit geringem Ver-

schleiß verbindet. Allerdings muss eine

Abrichtspindel in der Schleifmaschine

installiert werden, bei der gute Steifigkeit

und hoher Rundlauf gegeben sein sollten.

Um geringen Verschleiß bei Formrollen zu

gewährleisten, sollte auf eine günstige Dia-

mantierung geachtet werden (Bild 7.14).

Dabei haben sich gesetzte polykristalline

Diamanten bewährt [LIER01]

Beim Profilabrichten kann auch mit

stehenden oder rotierenden Abricht-

werkzeugen gearbeitet werden. Das

Profil ist in den Abrichtern eingearbeitet,

was diese Verfahren weniger formflexi-

bel macht. Das Abrichten mit einem

Blockwerkzeug in Form einer diaman-

tierten Fliese oder eines „Igels“ hat ge-

genüber dem Abrichten mit Einzeldia-

manten den Vorteil, dass mehrere Dia-

manten oder ein Haufwerk raschem Ver-

schleiß entgegen wirken. Derartige Viel-

kornabrichter eignen sich für gerade

Mantellinien an der Schleifschiebe. Für

große Serien bietet sich das Abrichten

mit einer Profilrolle an; denn damit ist

eine lange Profilhaltigkeit zu erreichen

(siehe Bild 7.12, rechts unten). Allerdings

ist eine Profilrolle aufwendig und nur für

das ihr eigene Profil nutzbar.

109

Form-Abrichten Profil-Abrichten

Ste

hend

e A

bri

chte

rR

otie

rend

e A

bri

chte

r

Überdeckungsgrad UdGeometrie des Abrichters R

Ges

chw

indi

gkei

ts-

Verh

ältn

is q

d

Diamantierung

Schleifscheibe

Abrichtwerkzeug

ns

R

Formrolle

ns

nd

Block

ns

Profilrolle

nd

nsfad

Bild 7.12: Abrichtverfahren (nach Dr. Kaiser).

110

Bei allen Abrichtverfahren mit rotie-

rendem Abrichtwerkzeug können die

Schleifscheibe und die Abrichtrolle oder

die Profilrolle gleiche oder entgegenge-

setzte Drehrichtung haben (Bild 7.15).

Dadurch kann die Wirkrautiefe in weiten

Grenzen beeinflusst werden: Bei Gleich-

lauf kommt ein Abrichtkorn nur kurz in

Kontakt mit der Schleifscheibe, es ent-

steht eine große Wirkrautiefe; beim Ge-

genlauf dagegen kommt es zu längerem

Kontakt und dadurch um den Faktor 2

bis 3 geringere Wirkrautiefe.

7.6 SchleifkostenSchleifen ist ein „Doppelprozess“,

d. h. neben dem eigentlichen Schleif-

vorgang muss auch das Abrichten in ei-

ner Kostenbetrachtung berücksichtigt

werden. Im Folgenden wird auf die in

Abschnitt 1 erläuterten Kostenformeln für

den Maschinenzeitsatz und die Ferti-

gungskosten je Stück (also Herstell-

kosten ohne Material) nach Gleichungen

(1.3) und (1.4) aufgesetzt.

Die Schleifkosten je Einheit sind dann:

Die Maschinenkosten ergeben sich

aus dem Maschinenzeitsatz zuzüglich

Lohnkosten (Platzkosten je Zeiteinheit

kpl) und der Gesamtzeit tges = th+ tn

Die Hauptzeit th lässt sich über die ra-

diale Vorschubgeschwindigkeit (beim

Anwendung

- Abrichten von Profilen mit höchsterGenauigkeit (Korund, SiC)

- Schrägstellung um < 5∞ verhindertAbnutzung der unteren Seite, dadurch

- 2-fach nutzbar- Radiusgenauigkeiten: +/-0,02mm

Diamantqualitäten- Nahtsteine (Sporndiamant, Drilling)- PKD Diamant (ohne Bedeutung)- CVD-Diamant

Bild 7.13: Diaform-Verfahren zum Abrichten mit Einzeldiamanten (nach Dr. Kaiser).

Diamant-Nadeln

Erster Anschliff

Nachschliff

Matrix

Stahlgrundkörper

CVD-Diamant-Stäbchen/Formplatten

Erster Anschliff

1. Nachschliff...

10. Nachschliff

RR R R R

Polykristalliner DiamantNaturdiamant

Bild 7.14: Nachschleifen von Formrollen.

Gleichlauf Gegenlauf

Geschwindigkeits-verhältnis

vs vs

vd vd

qd =vd

vs

Bild 7.15: Bewegungen beim Gleich- und Gegenlaufabrichten.

KF = Kmasch + Kwz + Kd (7.6)

mit:

Kmasch: Maschinenkosten ein-

schließlich Lohn (je Stück).

KWZ: Kosten des Schleifwerk-

zeugs je Stück.

Kd: Kosten für das Abrichten

auf das Stück bezogen.

Kmasch = kpl x (th + tn) (7.7)

111

Einstechschleifen) und das Aufmaß

oder aus dem abzuschleifenden Volu-

men VWSt und dem Zeitspanvolumen

QV ermitteln. Daraus wiederum ergibt

sich das beim Schleifen verbrauchte

Scheibenvolumen Vs über das oben

definierte Schleifverhältnis G = VWSt/Vs.

mit den Scheibenkosten je Volumen-

einheit ks. Hinzu kommen dann die

Abrichtkosten Kd. Diese sind:

mit der gesamten Abrichtzeit tges,d,

dem durch Abrichten verloren gegan-

genen Scheibenvolumen Vs,d und dem

durch Abrichten verbrauchten Abrich-

termaterial KWZ,d. Um den auf ein Teil

entfallenden Anteil zu erfassen, ist durch

die Standmengen zu dividieren, also

durch die Anzahl der Teile bis zum

nächsten Abrichtzyklus.

Beispiel: Einstechschleifen einer Welle aus

Vergütungsstahl 42 CrMo V 4 mit Durch-

messer d = 30 mm, Schleifbreite

ap = 20 mm und Schleifaufmaß

w = 0.25 mm bei einer Toleranzbreite von

10 mm. Geschliffen wird mit Korund

(ks = Euro 100 10-6/mm3, G = 40) und

wegen der geforderten Genauigkeit in ei-

nem zweistufigen Arbeitsgang (Schrup-

pen mit vfr = 1.5 mm/min, Schlichten mit

vfr = 0.25 mm/min) Die Standmenge der

Scheibe bis zum Abrichten sei 15. Mit Pra-

xisdaten ergeben sich folgende Kosten je

Werkstück:

KF = 4.10 € mit den Anteilen: Kmasch/KF

= 0.90, KWZ/KF = 0.08, Kd/KF = 0.02.

Wird die gleiche Aufgabe mit einer

hochharten Schleifscheibe auf CBN-

Basis bearbeitet, steigt der Ansatz für das

Werkzeug auf ca. 15 %, die Schleifzeit

und damit die Maschinen abhängigen

Kosten Kmasch werden geringer, mögli-

cherweise überproportional geringer.

7.7 WälzschleifenFür die Serienfertigung von Verzah-

nungen hat das Wälzschleifen große Be-

deutung. Durch eine schneckenförmige

Schleifscheibe werden die Zahnflan-

ken feinbearbeitet. Dazu werden auch

galvanisch gebundene CBN-Scheiben

eingesetzt. Konventionelle und CBN

Scheiben haben ihre typischen Ei gen -

schaften (Bild 7.16).

Einige charakteristische Parameter

für das Abrichten und das Wälzschlei-

fen zeigt Bild 7.17 [LIER01].

Die Entwicklung dieses für die Seri-

enfertigung in der Automobilindustrie

und der Antriebs- und Getriebetechnik

sehr bedeutsamen Verfahrens hat in

den letzten Jahren steile Fortschritte ge-

macht wie Bild 7.18 zeigt. Die Steige-

rungen der Schnittgeschwindigkeit und

des Zeitspanvolumens und zugleich die

Senkung der notwendigen Zahl von Zu-

stellungen haben zu drastischer Ver-

kürzung der Bearbeitungszeiten ge-

führt.

7.8 Bearbeitungsbei-

spiel KurbelwelleKurbelwellen gehören zu den höchst-

beanspruchten Bauteilen im Triebwerk

eines Verbrennungsmotors. Ihre Bear-

beitung ist komplex wegen ihrer Funk-

tionsflächen auf unterschiedlichen Ro-

tationsachsen. Die geforderten geo-

metrischen Genauigkeiten und die phy-

sikalischen Eigenschaften der Rand-

zonen sind kritisch. Im Zuge der For-

derung nach Leichtbau wird die Be-

anspruchung gerade bei höher ver-

dichteten Motoren derart gesteigert,

dass die Qualität in engen Grenzen zu-

verlässig gehalten werden muss (Bild

7.19). Hinzu kommt wegen der Kom-

plexität des Bauteils eine umfangreiche

Prozesskette, die in groben Zügen in

Bild 7.20 wiedergegeben ist.

Die gesamte Prozesskette in allen ein-

zelnen Schritten umfasst mehr als 100

Positionen. Für den Teil der Hartbear-

beitung nach dem Härten und Rollieren

konnte durch die Entwicklung der nu-

merisch gesteuerten Schleifmaschinen

Kwz = Vs x ks (7.8)

Kd = (kpl x tges,d + Vs,d x kd)/n + Kwz,d /n (7.9)

• Rauheit Rz 2,7...4,5 μm • Rauheit Rz 1,6...3,5 μm• keine Zahnfußbearbeitung (beeinflußbar durch Abrichttechnik)• fha-Korrekturen nur durch • Zahnfußbearbeitung

Schleifschneckenkorrekturen • fha-Korrekturen durch• hohe Prossessstabilität Abrichten einstellbar• sehr kurze Bearbeitungszeit • hohe Prossesssicherheit• Einsatz für Module M 1,0...5,0 • kurze Bearbeitungszeit• topologisches Schleifen möglich zusätzliches Abrichten

• Modulbereich M 0,4...9,0• toplogisches Schleifen

flexibel durch Abrichttechnik

keramische Schleifschneckengalvanische CBN-Schnecken

Bild 7.16: Wälzschleifen von Verzahnungen (nach Liebherr und Dr. Kaiser).

112

SchleifschneckeDrehzahl nCd 90...400 U/minDurchmesser Ds 200...400 mmScheibengeschwindigkeit vCd 1...6 m/sAbrichtwerkzeugDrehzahl nd 2400...6000 U/minDurchmesser Dd 120...160 mm (123 mm)Abrichtergeschwindigkeit vd 15...35 m/sGeschwindigkeitsverhältnis qd 10...20

tangentiale Abrichtgeschwindigkeit vft entspr. abzurichtenden Modus

Zustellung Schruppen/Hub aeSchr 0,02...0,03 mm (ca. 10x)Zustellung Schlichten/Hub aeSchl 0,01...0,015 mm (ca. 2x)

Abrichtzeit td 1,5...4,5 min (mehrrippig/ 1-rippig)

SchleifschneckeSchleifmittel nc Nomalkorund...Sol-Gel...RubinkorundDrehzahl nc 3000...6000 U/minSchnittgeschwindigkeit vG 40...63...80 m/s (63)Durchmesser Ds 200...400 mmAnzahl Gänge z0 1...3-5...7

Aufmaß/Flanke As 0,07...0,12 (bei Modul 1,5-3)

axialer Vorschub Schruppen fSchr 0,6 mm/USchlichten fSchr 0,4 mm/U

Schleifzeit (Beispiel) ts 0,3...0,5 min (M2/Z50/b = 17 mm)ts 1,5...1,8 min (M4,6/Z46/b = 63 mm)

Abrichtprozess

Schleifprozess

nCd

nd

aed

vC

nw

f,vf

vft

vfsh

Bild 7.17: Parameter des Wälzschleifens (nach Lierse).

Bild 7.18: Entwicklung des Wälzschleifens (nach Lierse).

Schnittgeschwindigkeit

Bearbeitungszeit

100m/s80

60

40

20

0

10mm

8

6

4

2

0

400mm3/s

300

200

100

0

AZA RZ 301S RZ 362A RZ 400 (REISHAUER)RZ 300E TAG 400 Rz150/RZ303

LCS (LIEBHERR)TWG (GLEASON)

PKW Schaltrad:M = 2 mmZ = 35/ α = 16°B = 17 mm/β = 33°

4s3

2

1

0

1970 1980 1990 2000

> 6

3 m

/s

max. Zeitspanvolumen

Anzahl Zustellungen

eine wesentliche Verkürzung der Pro-

zesskette durch das bahngesteuerte

Schleifen der Hublager erreicht werden

[BECK04]. Während bis zu dieser Ent-

wicklung das Werkstück zum Schleifen

der Hublager für jede Drehachse ex-

zentrisch in einer Vorrichtung aufge-

spannt und geschliffen werden muss-

te, können nun durch Verfahren des

Schleifspindelstocks mit hoher Dyna mik

Hauptlager und Hublager in einer Auf-

spannung bearbeitet werden (Bild 7.21).

Neben einem Zeitgewinn und nicht zu-

letzt geringerem logistischem Aufwand

kann damit auch ein Qualitätsgewinn

verbucht werden. Es wird nicht neu auf-

gespannt, das bedeutet geringere Feh-

lerursachen. Die ausschließ lich zentri-

113

Bild 7.19: Genauigkeitsanforderungen von Kurbelwellen.

Kurbelwelle, Ottomotor im Pkw Kurbelwelle, Dieselmotor im Lkw

A

Ra 0,8

e w -0

,1

Ra 0,8

B

Quelle: Ford Motor Comp., MAN

ø d

-0,0

2

ø d

-0,0

2

ø d

-0,0

2

ø d

-0,0

2

e w -0

,1

// 0,010 mm A-B0,005 mm

// 0,005-0,010 mm A-B0,002-0,005 mm

0,050-0,140 mm A-B0,005 mm A-B

Bild 7.20: Prozesskette zur Herstellung von Kurbelwellen (nach J.C. Becker).

VeränderungWerstückgeometrie

VeränderungWerkstückgeometrie

VeränderungMaterialeigenschaften

Schleifen HauptlagerSchleifen Hublager

Bohren FlanschSchleifen Wellenenden

dynamisches AuswuchtenBandfinischen Lagersitze

Induktionshärten LagersitzeRollieren Lagersitze

Fräsen und Drehen WellenendenDrehräumen HauptlagerDrehräumen Hublager

Tieflochbohren Ölkanäle

geschmiedetes Rohteil

Fertigteil

sche Aufspannung heißt auch, dass bei

exzentrischer, unwuchtiger Drehung

die technologisch möglichen Drehzah-

len und Geschwindigkeiten gewählt

und damit Produktivitätsgewinne erzielt

werden können. Durch eine günstige

Prozessauslegung gelingt es zudem, bei

hoher Produktivität die physikalischen

Randzoneneigenschaften, die für das

Dauerstandsverhalten wichtig sind, zu

optimieren [BECK04]. Beim Schleifen

von Kurbelwellen liegt allerdings ein

besonderes Problem im Schleifen der

axialen Passlager vor; denn dort be-

deuten hohe Aufmaße, dass es zu gro-

ßen Kontaktflächen zwischen Schleif-

scheibe und Werkstück kommt. Wenn

diese Materialanhäufungen durch Ein-

114

Bild 7.20: Bahngesteuertes Hublagerschleifen.

B Berührpunkt

B0w Anfangsberührpunkt Werkstück

B0s Anfangsberührpunkt Schleifscheibe

SM Mittelpunkt Schleifscheibe

WM Mittelpunkt Werkstück

O Drehpunkt Hublager

ϕ Kurbelwinkel

β Schubstangenwinkel

rs Radius Schleifscheibe

rw Radius Werkstück

ew Exzentrizität

Rotationsachse Hublager Berührpunkt Schleifscheibedes Hublagers

Quelle: nach Cawi, Meusburger

WM

B0w

B0s

rwr s

βewϕ

B(xb,yb)

O(x0,y0) SM(xs,ys)

y

x

stechschleifen bearbeitet werden, ist ein

langer radialer Weg zurückzulegen, bei

dem zudem die Schleifscheibe nur zu ei-

nem geringen Teil wirksam ist. Den

großen Kontaktflächen kann durch Hin-

terschleifen der Scheiben entgegen-

gewirkt werden, womit auch die Zufuhr

von Kühlschmierstoff erleichtert wird.

Eine Alternative ist das Schleifen der

Passlager mit axialem Vorschub. Vo-

raussetzung ist, dass das Aufmaß in

Grenzen gehalten werden kann. Da-

durch können die Bearbeitungszeit ver-

kürzt und Randzonenschädigungen

vermieden werden.

7.9 Schleifprobleme,


Stahlzerspanung aus, wenn nicht anders

angegeben. Sie sind nach dem Er-

scheinungsbild geordnet, mit „•“ sind die

möglichen Maßnahmen genannt.

Merkmal Maßnahmen

ungenügende Oberflächengüte

zu große Wirkrautiefe • Abrichtvorschub verringern

• Im Gegenlauf abrichten

• Wirkbreite des Abrichters erhöhen


• Vorschub erniedrigen

• Länger Ausfeuern

• Scheibe mit feinerer Körnung wählen

• Auf Ölkühlschmierung umstellen

Rattermarken

Fremderregte oder • Scheibe auswuchten

selbsterregte Schwingungen • Spindel prüfen

• Scheibenrundlauf prüfen, abrichten

• Weichere Scheibe wählen

• Geringeren Abrichtvorschub wählen

• Scheibendrehzahl um 10% verringern

115

Merkmal Maßnahmen

Einstechschleifen: Schleifbrand, Mikrorisse

Temperatur in Kontaktzone zu hoch • Abrichtvorschub erhöhen

Aufladung der Scheibe • Breite des Abrichters verringern

• Häufiger abrichten

• im Gleichlauf abrichten

• Schleifgeschwindigkeit verringern

• Offene Struktur der Scheibe wählen

• Radialvorschub verringern


• Scheibe mit SG-Korn einsetzen



Stirnschleifen: Schleifbrand

zu große Kontaktlänge • Auf Schrägeinstechschleifen umstellen

• Axialvorschub verringern

• Offene Struktur der Scheibe wählen

• Abrichtvorschub erhöhen

• Teilweise auf Einstechschleifen umstellen

Maßfehler

zu hohe Radialkräfte • Ausfeuerphase erhöhen

Nachgiebigkeit von Werkstück • Häufiger abrichten

oder Aufspannung • Abrichtvorschub erhöhen

• Im Gleichlauf abrichten




Formfehler

zu hohe Radialkräfte • Abrichtsystem überprüfen

Nachgiebigkeit des Werkstücks • Abrichtvorschub erhöhen

geometrische Fehler im Abrichtsystem • Im Gleichlauf abrichten




• Lünette setzen

Hoher Scheibenverschleiß

starker Kornausbruch • Härtere Scheibe wählen

hoher Bindungsverschleiß • Schnittgeschwindigkeit erhöhen

• Vorschub vermindern

• Abrichtvorschub vermindern

• Im Gegenlauf abrichte


116

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Soweit nicht im Folgenden angegeben, stammen sämtliche Bilder aus der Bildersammlung des Verfassers

und aus dem Buch Tönshoff, H. K., Denkena, B: Spanen – Grundlagen, Springer-Verlag, Heidelberg, 2004

7.12 bis 7.18 Dr. Kaiser Diamantwerkzeuge, Celle

4.8; 4.12 Gühring oHG, Albstadt

1.6; 6.11 Hirschvogel Komponenten GmbH, Schongau

2.22 bis 2.24; Infostelle Industrieverband Massivumformung e. V., Hagen

2.29; 2.30; 2.32;

2.35; 2.36; 3.9;

3.11; 4.6

4.23 MAPAL Dr. Kress KG, Aalen

2.21; 2.38; Sandvik GmbH, Düsseldorf

3.6; 3.8; 6.4

3.20 Toenshoff/Inasaki: Sensors in Manufacturing. Wiley-VCH, Weinheim

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120

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besondere Anforderungen an die Genauigkeit,


DIN 1412 Spiralbohrer aus Schnellrbeitsstahl - Anschliffformen.


DIN 1414-1 Technische Lieferbedingungen für Spiralbohrer aus Schnellarbeitsstahl -

Teil 1: Anforderungen,


DIN 1832 Wendeschneidplatten für Zerspanwerkzeuge - Bezeichnung (ISO 1832:2004),


DIN 1836 Werkzeug-Anwendungsgruppen zum Zerspanen, Beuth Verlag 01.1984

DIN 3761-1 Radial-Wellendichtringe für Kraftfahrzeuge, Beuth Verlag 01.1984

DIN EN ISO 4287 Geometrische Produktspezifikation (GPS) - Oberflächenbeschaffenheit:

Tastschnittverfahren – Benennungen, Definitionen und Kenngrößen

DIN 4983 Klemmhalter mit Vierkantschaft und Kurzklemmhalter für Wendeschneidplatten –

Aufbau der Bezeichnung, Beuth Verlag 07.2004

DIN 4984-1 Klemmhalter mit Vierkantschaft für Wendeschneidplatten - Teil 1: Übersicht, Zuordnung und

Bestimmung der Maße, Beuth Verlag 07.2004

ISO 6462 ISO 6462: Face milling cutters with indexable inserts – Dimensions.

DIN 6535 Zylinderschäfte für Spiralbohrer und Schaftfräser aus Hartmetall. Beuth Verlag 02.1992

DIN 6580 Begriffe der Zerspantechnik; Bewegungen und Geometrie des Zerspanvorganges,


DIN 6581 Begriffe der Zerspantechnik; Bezugssysteme und Winkel am Schneidteil des Werkzeuges,


DIN 6583 Begriffe der Zerspantechnik; Standbegriffe, Beuth Verlag 09.1981

Normennachweis

121

DIN 6584 Begriffe der Zerspantechnik; Kräfte, Energie, Arbeit, Leistungen,


ISO 7388 / DIN 69871 Steilkegelschäfte für automatischen Werkzeugwechsel -

Teil 1: Form A, Form AD, Form B und Ausführung mit Datenträger, Beuth Verlag 10.1995

DIN 7523-2 Gestaltung von Gesnkschmiedestücken,

Beuth Verlag 1986

DIN 7526 Toleranzen und zulässige Abweichungen für Gesenkschmiedestücke,

Beuth Verlag

DIN 8589-0 Fertigungsverfahren Spanen - Teil 0: Allgemeines; Einordnung, Unterteilung, Begriffe,


DIN 8589-2 Fertigungsverfahren Spanen - Teil 2: Bohren, Senken, Reiben; Einordnung, Unterteilung,

Begriffe, Beuth Verlag 09.2003

DIN 8589-3 Fertigungsverfahren Spanen - Teil 3: Fräsen; Einordnung, Unterteilung, Begriffe,


DIN 8589-11 Fertigungsverfahren Spanen - Teil 11: Schleifen mit rotierendem Werkzeug; Einordnung,

Unterteilung, Begriffe, Beuth Verlag 09.2003

DIN 8589-12 Fertigungsverfahren Spanen - Teil 12: Bandschleifen; Einordnung, Unterteilung, Begriffe,


DIN 8589-13 Fertigungsverfahren Spanen - Teil 13: Hubschleifen; Einordnung, Unterteilung, Begriffe,


DIN 8589-14 Fertigungsverfahren Spanen - Teil 14: Honen; Einordnung, Unterteilung, Begriffe,


DIN 8589-15 Fertigungsverfahren Spanen - Teil 15: Läppen; Einordnung, Unterteilung, Begriffe,


DIN 8589-17 Fertigungsverfahren Spanen - Teil 17: Gleitspanen; Einordnung, Unterteilung, Begriffe,


DIN EN 10243-1 Gesenkschmiedeteile aus Stahl - Maßtoleranzen - Teil 1: Warm hergestellt in Hämmern

und Senkrecht-Pressen; Deutsche Fassung EN 10243-1:1999, Berichtigungen zu

DIN EN 10243-1:2000-06,


DIN 69893-1 Kegel-Hohlschäfte mit Plananlage -

Teil 1: Kegel-Hohlschäfte Form A und Form C; Maße und Ausführung,


Normennachweis

122

Impressum

Manuskript:

Redaktionsbeirat:

Bilder:

Verantwortlich für die Gesamtherstellung:

Titelbild:

Layout und Satz:

Druckschriften-Nr.:

Ausgabe:

ISBN:

Prof. Dr.-Ing. E. h. mult. Dr. h. c.

Hans Kurt Tönshoff, Garbsen

Dr.-Ing. Joachhim Friedhoff, Bottrop

Dr.-Ing. Markus Groppe, Düsseldorf

Dipl.-Ing. Reinhold Pollig, Daun

Dipl.-Ing. Volkhard Schnitzler, Witten

Dipl.-Ing. Werner Specker, Fridingen

Dipl.-Wirtsch.-Ing. Harro Wörner, Schongau

Siehe Bildernachweis Seite 119

Infostelle Industrieverband Massivumformung e. V.

Goldene Pforte 1, 58093 Hagen

www.metalform.de

Grafik Design Peter Kanthak, 58739 Wickede

Grafik Design Peter Kanthak, 58739 Wickede

EI-WS-0410-50DOM

April 2010

3-928726-23-8

Das Werk ist urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte,

auch die der Übersetzung und der Vervielfältigung, vorbe-

halten. Auszugsweise Wiedergabe des Inhalts nur nach

Rückfrage bei der Infostelle Industrieverband Massivum-

formung e. V. mit Quellenangabe gestattet.

Den Veröffentlichungen der Infostelle Industrieverband

Massivumformung e. V. liegen die Ergebnisse der Ge-

mein schaftsforschung der im Industrieverband

Massiv umformung e. V. zusammen geschlossenen

Mitgliedsunternehmen zugrunde.

123

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Entwurf 002:Wirtschaftliches Spanen - Massivumformung · 2014. 3. 12. · „Wirtschaftliches Spanen“ umfasst mehr als die Betrachtung von Kosten und Zeiten; gleichwohl sind Kosten-